Talren4 Notice Technique

Manuel d'utilisation de TALREN 4Notice technique

Copyright TALREN 4 - TERRASOL – Juillet 2005 – Ind A Page 1

Logiciel TALREN 4 – v 1.x

CC.. NNoottiiccee tteecchhnniiqquuee

1. INTRODUCTION................................................................................................................7

2. METHODES DE CALCUL DE LA STABILITE DES PENTES - EQUATIONS DE BASE ....................................................................................................8

2.1. METHODES DES TRANCHES ET METHODE DES PERTURBATIONS................................ 8 2.1.1. Méthode de Fellenius ..................................................................................................11 2.1.2. Méthode de Bishop simplifiée .....................................................................................13 2.1.3. Méthode des perturbations..........................................................................................15

2.2. METHODE DU CALCUL A LA RUPTURE ............................................................................. 18 2.2.1. Présentation générale .................................................................................................18 2.2.2. Mise en oeuvre ............................................................................................................19 2.2.3. Lien avec le calcul traditionnel ....................................................................................22

3. APPLICATION DES METHODES DE BASE PROPRES A TALREN.............................24 3.1. PROFIL DU TALUS................................................................................................................ 24 3.2. SURFACES DE RUPTURE.................................................................................................... 24

3.2.1. Surfaces de rupture circulaires....................................................................................24 3.2.2. Surfaces de rupture quelconques (polylignes)............................................................29 3.2.3. Surfaces de rupture spirales .......................................................................................30

3.3. PRESSIONS INTERSTITIELLES .......................................................................................... 34 3.3.1. Détermination du champ des pressions interstitielles .................................................34 3.3.2. Nappe extérieure .........................................................................................................35 3.3.3. Cas d'une rupture concernant une partie de talus totalement immergée ...................37

3.4. CARACTERISTIQUES MECANIQUES DES SOLS. DETERMINATION DE σ' ET τ.............. 38 3.4.1. Anisotropie de cohésion ..............................................................................................38 3.4.2. Cohésion variable avec la profondeur.........................................................................39 3.4.3. Courbes intrinsèques...................................................................................................39 3.4.4. Zone amont - Limite de la contrainte normale dans la méthode de Fellenius ............39 3.4.5. Zone amont - Particularité liée à la méthode de Bishop .............................................39 3.4.6. Zone amont - Limitation de la contrainte normale - méthode des perturbations.........42 3.4.7. Particularité en partie aval de la surface de rupture - méthode de Bishop .................42

3.5. SURCHARGES...................................................................................................................... 43 3.5.1. Dans les méthodes des tranches et la méthode des perturbations ............................43 3.5.2. Dans le calcul à la rupture...........................................................................................45

3.6. EFFET SISMIQUE ................................................................................................................. 47

4. ETUDE THEORIQUE DE LA PRISE EN COMPTE DES RENFORCEMENTS...............49 4.1. TYPES DE RENFORCEMENTS - CONSIDERATIONS GENERALES ................................. 49 4.2. CRITERES DE MOBILISATION DES INCLUSIONS "A LA RUPTURE" ................................ 50

4.2.1. Résistance propre de l'inclusion..................................................................................51 4.2.2. Interaction sol-inclusion...............................................................................................53

4.3. COMBINAISON DES CRITERES DE RUPTURE - APPLICATION DU PRINCIPE DE TRAVAIL MAXIMAL ............................................................................................................... 61


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5. INTRODUCTION DES RENFORCEMENTS DANS TALREN .........................................64 5.1. GENERALITES ...................................................................................................................... 64 5.2. REGLES DE SIMULATION DES DIVERS TYPES DE RENFORCEMENT ........................... 64 5.3. REGLES PARTICULIERES AUX DIVERS TYPES D'INCLUSION........................................ 65

5.3.1. Clous............................................................................................................................65 5.3.2. Tirants..........................................................................................................................73 5.3.3. Renforcement par bandes...........................................................................................74 5.3.4. Pieux-clous ..................................................................................................................74 5.3.5. Colonnes ballastées ....................................................................................................75

5.4. DIFFUSION DE L'EFFET DES INCLUSIONS........................................................................ 76 5.5. SIMULATION DES SURCHARGES PAR INCLUSIONS FICTIVES ...................................... 78 5.6. INTRODUCTION DES RENFORCEMENTS DANS LES EQUATIONS DONNANT Γ ........... 78

5.6.1. Méthodes de Fellenius et Bishop ................................................................................78 5.6.2. Méthode des perturbations..........................................................................................79 5.6.3. Méthode du calcul à la rupture ....................................................................................80

6. PRISE EN COMPTE DE LA SECURITE .........................................................................81 6.1. PRINCIPE DE LA METHODE SEMI-PROBABILISTE (CALCUL AUX E.L.U.)....................... 81 6.2. APPLICATION DES RECOMMANDATIONS CLOUTERRE.................................................. 82 6.3. APPLICATION DES NORMES FRANCAISES....................................................................... 84

6.3.1. Norme française XP P 94-240 : Soutènement et talus en sol en place renforcé par des clous ..............................................................................................................84

6.3.2. Norme française XP P 94-220-0 : Ouvrages en sols rapportés renforcés par armatures ou nappes peu extensibles et souples......................................................86

6.4. APPLICATION DE L'EUROCODE 7 ...................................................................................... 87 6.5. CALCUL DE TYPE TRADITIONNEL...................................................................................... 87

6.5.1. Comparaison de la méthode semi-probabiliste (ELU) au calcul traditionnel ..............87 6.5.2. Calcul de type traditionnel avec la version de calcul aux ELU....................................90

6.6. CAS PARTICULIERS DE CERTAINS TYPES D'OUVRAGES .............................................. 91 6.6.1. Ouvrage avec des renforcements par nappes ............................................................91 6.6.2. Autres renforcements ..................................................................................................91 6.6.3. Ouvrage renforcé surmonté d'un talus important ........................................................91

6.7. TABLEAU RECAPITULATIF DES COEFFICIENTS PARTIELS DE SECURITE SUR LES ACTIONS / PONDERATION SUR LES MATERIAUX ............................................................ 92

7. COMPATIBILITE DES OPTIONS AVEC LES METHODES DE CALCUL......................93

ANNEXES

ANNEXE 1 : PARAMETRES MIS EN JEU DANS L'INTERACTION NORMALE SOL/INCLUSION ...................96 A1.1 LOI DE REACTION.....................................................................................................................................96 A1.2 MODULE DE REACTION : Es .....................................................................................................................97 A1.3 RIGIDITE DE L'INCLUSION........................................................................................................................98 A1.4 LONGUEUR DE TRANSFERT L0 ...............................................................................................................99 A1.5 MOMENT DE PLASTIFICATION Mmax(Tn) : Critère Tcl2 ............................................................................100 A1.6 EXEMPLES DE DOMAINES DE STABILITE D'INTERACTION NORMALE.............................................102 Bibliographie ……………………………………………………………………………………..103



LISTE DES FIGURES

Figure 1 : Schéma de principe d'un talus - Conventions d'écriture ....................................9 Figure 2 : Arcs successifs de spirales ....................................................................................19 Figure 3 : Critère de Mohr-Coulomb.......................................................................................21 Figure 4 : Equivalence entre le calcul à la rupture et le calcul traditionnel.............................23 Figure 5 : Surplomb interdit pour le profil du talus..................................................................24 Figure 6 : Recherche manuelle des cercles de rupture..........................................................24 Figure 7 : Principe de balayage pour la recherche automatique du cercle critique,

avec point de passage imposé pour le 1er cercle : premier niveau de balayage. .............................................................................................................26

Figure 8 : Principe de balayage pour la recherche automatique du cercle critique, avec point de passage imposé pour le 1er cercle : deuxième niveau de balayage ("zoom"). ..............................................................................................27

Figure 9 : Surfaces de rupture mixtes ....................................................................................28 Figure 10 : Discrétisation de la surface de rupture.................................................................29 Figure 11 : Balayage pour la recherche des spirales : points d'entrée et de sortie................30 Figure 12 : Balayage pour la recherche des spirales : angles θ.............................................31 Figure 13 : Précision autour du point d'arrivée.......................................................................31 Figure 14 a et b : Concavités vers le haut (a) et vers le bas (b).............................................32 Figure 15 a et b : Continuité du balayage avec spirales à concavité positive et

spirales à concavité négative...............................................................................33 Figure 16 : Exemple de frontière avec surplomb balayée par la calcul à la rupture...............33 Figure 17 : Détermination de la pression interstitielle à partir des données d'une

nappe et de ses équipotentielles .........................................................................34 Figure 18 : Pression interstitielle à partir des données d'une nappe et de ses

équipotentielles....................................................................................................35 Figure 19 : Pressions interstitielles données aux noeuds d'un maillage triangulaire .............36 Figure 20 : Zonage de préclassement des triangles hydrauliques.........................................36 Figure 21 : Prise en compte d'une nappe extérieure .........................................................37 Figure 22 : Cas d'un talus totalement immergé......................................................................37 Figures 23a, b et c : Courbes intrinsèques acceptées par TALREN......................................40 Figure 24 : Tests spécifiques à la méthode de Bishop dans TALREN...................................41 Figure 25 : Cas de distorsions fortes dues à l'extension de la méthode Bishop au

cas des surfaces de rupture mixtes - Substitution conseillée par la méthode des perturbations ..................................................................................42

Figure 26 : Problème soulevé par l'estimation de l'effet des surcharges ...............................43 Figure 27 : Prise en compte des surcharges dans TALREN..................................................44 Figure 28 : Prise en compte des surcharges dans le calcul à la rupture................................45 Figure 29 : Définition des surcharges surfaciques dans le calcul à la rupture .......................45 Figure 30 : Simulation d'un séisme par la méthode pseudo-statique.....................................47 Figure 31 : Cas d'une nappe extérieure soumise à séisme ..............................................48 Figure 32 : Renforcements admis par TALREN.....................................................................49 Figure 33 : Mode de prise en compte de l'effet d'un renforcement ........................................50 Figure 34 : Domaine de stabilité de l'acier de l'inclusion au point de moment nul, M ............52 Figure 35 : Plastification complète en flexion composée .......................................................53



Figure 36 : Domaine de stabilité dû au frottement latéral sol-inclusion..................................53 Figure 37 : Loi de comportement de l'inclusion soumise au cisaillement en M......................54 Figure 38 : Développement du cisaillement, Tc (en M), en fonction du déplacement

latéral y en ce point, et de l'ordre d'apparition de la plasticité, en M (pression normale sol-inclusion) et en A (plastification de l'inclusion en flexion composée)................................................................................................56

Figure 39 : Domaine de stabilité dû à l'interaction d'effort normal sol-inclusion en M sans plastification de l'inclusion (critère Tcl1) .......................................................57

Figure 40 : Schéma de la rotule plastique pour les déplacements postérieurs à la plastification en A.................................................................................................58

Figure 41 : Domaine de stabilité de la barre en A et du sol tenant compte du moment maximum de plastification de la barre et de la plastification d'interaction normale sol-inclusion en M (critère Tcl2) ..........................................59

Figure 42 : Loi de développement du cisaillement en M en fonction du déplacement latéral en ce point, de la souplesse relative inclusion- sol et la "longueur libre" minimale de l'inclusion................................................................................59

Figure 43 : Domaine de stabilité résultant de l'ensemble des critères individuels de stabilité.................................................................................................................62

Figure 44 : Diffusion possible de l'effet d'une inclusion sur une certaine plage de la surface de rupture................................................................................................64

Figure 45 : Discontinuité possible des résultats en cas d'hétérogénéités de sols marquées.............................................................................................................66

Figure 46 : Conséquence de la rotation induite par la déformation de l'inclusion, sur l'application du principe du travail maximal..........................................................67

Figure 47 : Cas particulier du travail en compression ramené au cas du cisaillement pur........................................................................................................................69

Figure 48 : Règles pratiques de mobilisation de la traction et du cisaillement dans TALREN...............................................................................................................71

Figure 49 : Choix de la position du point P(Tn/Tc) dans TALREN .........................................72 Figure 50 : Situations considérées pour les tirants travaillant en tout ou rien sur le

scellement............................................................................................................73 Figure 51 : Critères relatifs aux armatures des renforcements par bandes ...........................74 Figure 52 : Cas de pieux-clous de stabilisation de pente.......................................................74 Figure 53 : Cas des colonnes ballastées ...............................................................................75 Figure 54 : Diffusion de l'effet d'une inclusion ........................................................................76 Figure 55 : Modélisation d'une surcharge par une inclusion fictive équivalente.....................78 Figure 56 : Conventions d'écriture pour la loi d'interaction normale sol-inclusion..................96 Figure 57 : Evolution du rapport Es/EM en fonction du coefficient rhéologique (règles

Ménard) ...............................................................................................................97 Figure 58 : Moment d'inertie de sections types......................................................................98 Figure 59 : Longueurs de transfert de quelques profils types ................................................99 Figure 60 : Schéma de plastification complète en flexion composée...................................101 Figure 61 : Approximation de Mmax pour une section circulaire ............................................101 Figure 62 : Position relative des critères de rupture pour deux types de sols et trois

types d'inclusions...............................................................................................102



LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1 : Cisaillement disponible dans une inclusion (Tcl1, Tcl2) ...................................61 Tableau 2 - Paramètres pris en compte à la rupture..............................................................65 Tableau 3 : Coefficients partiels de sécurité dans TALREN ..................................................81 Tableau 4 : Coefficients pondérateurs des actions, Clouterre 1991 ......................................82 Tableau 5 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Clouterre 1991 ..............................83 Tableau 6 : Coefficients pondérateurs des actions, Norme XP P 94-240 ..............................84 Tableau 7 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Norme XP P 94-240 ......................85 Tableau 8 : Coefficients pondérateurs des actions, Norme XP P 94-220-0...........................86 Tableau 9 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Norme XP P 94-220-0...................86 Tableau 10 : Facteurs de sécurité pour comparer le calcul traditionnel (facteur de

sécurité globale) et le calcul aux E.L.U. (facteurs de sécurité partiels) .............89 Tableau 11 : Coefficients à prendre en compte dans TALREN pour revenir à un

calcul de type traditionnel avec la version de calcul aux ELU...........................90 Tableau 12 : Tableau récapitulatif des coefficients de sécurité partiels .................................92 Tableau 13 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul - Cas des

surfaces de rupture circulaires ..........................................................................93 Tableau 14 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul - Cas des

surfaces de rupture quelconques ......................................................................94 Tableau 15 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul - Cas des

spirales logarithmiques......................................................................................95





1. INTRODUCTION

Cette notice a pour objet d'expliciter les principes mécaniques qui sont à la base du logiciel de justification des TAlus RENforcés "TALREN". Elle présente les équations essentielles qui traduisent ces principes, avec prise en compte de coefficients pondérateurs des actions et de coefficients de sécurité partiels appliqués sur les résistances des matériaux (voir chapitre 6). Les détails de gestion des données et des résultats du calcul sont exposés dans le chapitre B de ce manuel. Des exemples de calculs TALREN sont explicités dans le chapitre D de ce manuel.



2. METHODES DE CALCUL DE LA STABILITE DES PENTES - EQUATIONS DE BASE

CONVENTIONS D'ECRITURE Les conventions d'écriture sont résumées Figure 1. Les lettres majuscules désignent des forces. Les lettres minuscules désignent des contraintes. Une lettre affectée d'un <'> désigne une force ou une contrainte effective. La pente du talus est orientée en considérant l'amont à gauche et l'aval à droite, pour respecter l'orientation habituelle des axes cartésiens. Contrairement à la convention habituelle, l'angle α que fait la surface de rupture avec l'horizontale est compté positif dans le schéma de la Figure 1, de façon à conserver le signe qui lui est généralement affecté par les logiciels de stabilité des pentes. Dans les équations, le symbole ∫ représente l'intégrale définie entre les deux abscisses extrêmes des points d'intersection de la surface de rupture et du talus.

∫ ∫=1

0

x

x

2.1. METHODES DES TRANCHES ET METHODE DES PERTURBATIONS

La formule fondamentale des calculs de stabilité aux E.L.U. s'écrit :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ΓΓ≤ΓΓΓ

cWQss

cGQG ,tan.),.,..(. max13φ

φττ (0)

On rajoute un coefficient supplémentaire Γ pour rétablir l'égalité, ce coefficient devant être supérieur ou égal à 1 à l'équilibre. max3.. ττ =ΓΓ s (0a)

où : Γs3 : coefficient de méthode pour tenir compte de l'imprécision de la méthode de calcul τ : contrainte tangentielle le long de la surface de rupture Γs1 : coefficient de pondération du poid volumique des sols G : actions permanentes (poids des sols) ΓQ : coefficient de pondération des surcharges Q : actions variables (surcharges) Gw : actions de l'eau τmax : contrainte tangentielle maximale mobilisable le long de la surface de rupture φ : angle de frottement interne des sols Γφ : coefficient partiel de sécurité sur φ c : cohésion des sols Γc : coefficient de sécurité sur c



Figure 1 : Schéma de principe d'un talus - Conventions d'écriture

α > 0 dans TALREN

"Nappe extérieure" possible



La surface de rupture est de forme a priori quelconque. Les équations de l'équilibre d'une tranche d'épaisseur dx s'écrivent :

• Projection sur OX (horizontale) : - dE' - dU + σ.tanα.dx - τ.dx = 0 (1)

• Projection sur OY (verticale) : dT - Γs1.γ.h.dx + σ.dx + τ.tanα.dx = 0 (2)

• Moment par rapport au point 0 :

[ ] [ ]( ) 0..tan....tan. 1 =Σ+−−Γ−+∫ exts Mdxyxh τασγατσ (3)

avec : ΣMext = T1.x1 – T0.x0 + E’1.ye1 – E’0.ye0 + U1.yu1 – U0.yu0 + ΣMadd (3a)

où : ΣMext : moment résultant des forces extérieures au talus (forces de surfaces, nappe

extérieure, ...) dE’ : variation de la composante horizontale des forces intertranches (effective) dT : variation de la composante verticale des forces intertranches σ : contrainte normale le long de la surface de rupture E’0, E’1 : valeurs de E' aux extrémités de la surface de rupture T0, T1 : valeurs de T aux extrémités de la surface de rupture U0, U1 : valeurs des forces horizontales dues à l'eau "hors talus", aux limites dU : variation de la poussée horiz. de l'eau entre tranches (y compris eau hors talus) γh : poids de la colonne "sol + eau" de largeur unité Madd : moment additionnel Au point M, la loi de Coulomb considérant le coefficient de sécurité usuel, peut être exprimée par :

solsol F

uFc φστ tan).( −+= avec Fsol ≥ 1 (4)

où: τ : contrainte de cisaillement σ : contrainte normale totale u : pression interstitielle c : cohésion φ : angle de frottement Fsol : coefficient de sécurité sur le sol (noté plus simplement F lorsqu’il n’y a pas de

confusion possible)



Si on applique le principe de calcul aux E.L.U. tiré de (0a) et (4) on obtient :

max3tan).(.. τφστ

φ

=Γ

−+Γ

=ΓΓ uc

cs (4a)

soit :

φ

φστΓΓΓ

−+ΓΓΓ

=..

tan).(.. 33 scs

uc (4b)

Compte tenu de (4b), les expressions de a et t intervenant dans (1),(2) et (3) s'écrivent:

φφ

φφαστασΓΓΓ

+ΓΓΓ

−⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ΓΓΓ−=−

..tan.

....tantan.tan.

333 scss

uc (5)

αφφασατσφφ

tan...

tan.....

tan.tan1.tan.333

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ΓΓΓ−

ΓΓΓ+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ΓΓΓ+=+

scss

uc (6)

Sur la base de ces seules équations, le problème n'a pas de solution. Il est nécessaire d'imposer une liaison supplémentaire entre les paramètres. (voir RAULIN) Les diverses méthodes de calcul diffèrent par la nature de cette hypothèse arbitraire.

2.1.1. Méthode de Fellenius La méthode de Fellenius a été appliquée, à l'origine, aux surfaces de rupture circulaire. Le point 0, origine des axes, est alors pris successivement au centre de chacun des cercles étudiés, ce qui conduit, avec la convention de signe dans TALREN, à :

αα

cos.sin.

RyRx

−=−=

(7)

La méthode suppose que la composante des efforts dT et dE' est parallèle à la base de la tranche, soit : dT = dE'.tan α (8) Ce jeu d'hypothèses est surabondant. L'ensemble des équations (1) à (4b) ne peut être résolu simultanément. La solution adoptée qui ne satisfait pas toutes les équations consiste à éliminer τ entre (1) et (2), ce qui donne :

αααγσ cos.sincos... 21 dx

dUhsFel +Γ= (9)

L'introduction de σ donné par (9) et τ donné par (4b) dans (3), compte tenu de (7) conduit à :

∫ ∑

∫

+Γ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +−Γ+

Γ=ΓΓ

RM

dxh

dxdxdUuhc

exts

sc

s

.sin...

cos.tan.cos.sin.cos...

.1

21

3

αγ

αφαααγ

φ (10)

où Σ Mext est donné par (3a).



Remarques

a) A l'origine, la méthode ne sépare pas l'effet de l'eau dans les relations intertranches (dU/dx = 0 dans 10) et ne considère pas de forces extérieures (Σ Mext = 0). Exprimée sous la forme habituelle d'une sommation sur des tranches discrètes, de largeur bi, l'équation (10) devient alors :

[ ] ⎟

⎠

⎞⎜⎝

⎛+ΓΓ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+−Γ+

Γ=Γ

∑∑

∑

=

=

RM

bh

bb

dUuh

c

extn

iiiiiss

n

i i

i

i

iii

i

iiiiis

ci

i

Fel

113

1

21

sin.....

cos.

tan.cos.sin.cos...

αγ

αφ

αααγφ

(11)

L'équation (4b) s'écrivant :

∑

∑Γ

=Γ

=RR

ssFel ..

.. 3

max

3

max

ττ

ττ

σ (12)

ΓFel apparaît sous la forme de :

moteurMoment

trésisMoment

sFel .

tan

3Γ=Γ (12a)

Cette expression est retenue en général, à tort, comme définition du coefficient de sécurité et ne s'applique qu'à la rupture circulaire. Dans sa formulation d'origine, cette méthode ne peut s'appliquer au cas des talus immergés et seule l'introduction de l'effet de l'eau au sein du talus (dU/dx ≠ 0) permet de rétablir la généralité de la méthode.

b) On pourrait déterminer directement un coefficient de sécurité Γ(M), variable en tout point de la surface de rupture, en éliminant σ et τ entre (1), (2) et (4b). En pratique, la valeur de ΓFel donnée par (10) représente la valeur moyenne de Γ(M) pondérée de ΓS1.γ.h.b.sinα(M).

c) Le fait d'avoir pondéré conduit à ce que (1) et (2) ne peuvent pas être satisfaites par la valeur de Γ déduite de (3). Ceci traduit la remarque faite concernant la surabondance des hypothèses (8).



2.1.2. Méthode de Bishop simplifiée La méthode de Bishop simplifiée pose comme hypothèse :

dT = 0 (13)

Elle s'applique initialement à des surfaces de rupture circulaires. La solution du système est obtenue en éliminant σ entre (2) et (4b) et en introduisant l'expression de τ ainsi calculée dans (3) (sachant que, comme pour Fellenius, le moment de σ est nul par rapport au centre du cercle). Il vient :

( )

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +ΓΓ

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

ΓΓΓ+

Γ−Γ+

Γ

=Γ

∫ ∑

∫

RM

dxh

dxuhc

extss

sBish

sc

Bish

.sin....

cos.

..tan.tan1

tan...

13

3

1

αγ

αφα

φγ

φ

φ

(14)

où Σ Mext est le moment résultant des forces extérieures donné par (3a). On note parfois

φ

φααΓΓΓ

+=..

tan.tan1)(3sBish

m (15)

L'élimination de τ entre (2) et (4b) conduit aux expressions suivantes de la contrainte normale effective et de la contrainte tangentielle,

( )

φ

φ

φα

φγτ

α

αγσ

Γ+ΓΓ

Γ−Γ+

Γ=

ΓΓΓ−−Γ

=

tan.tan.

tan...

)(..

tan...'

3

1

31

sBish

sc

Bish

csBishs

Bish

uhcm

cuh

(16)

Remarques sur la méthode de Bishop simplifiée

a) S'agissant d'une méthode de calcul en rupture circulaire, et de la même façon que pour Fellenius, le coefficient de sécurité s'exprime aussi sous la forme :

moteur.MomentrésistantMoment

s3Γ=ΓBish



b) L'équation (14) est implicite en ΓBish et se résout par discrétisation en tranches d'épaisseur finie. Sans forces extérieures, telle que présentée originellement, la formule de Bishop s'écrit :

[ ]

[ ] ⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛+ΓΓ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ−Γ+

Γ=Γ

∑∑

∑

=

=

RM

bh

buh

c

extn

iiiiiss

n

i i

i

i

iiiis

ci

i

Bish

113

11

sin.....

cos.

tan...

αγ

αφ

γφ

(17)

La résolution peut conduire à plusieurs solutions distinctes selon la valeur de ΓBish prise pour initialiser le processus itératif.

c) L'équation (1) n'est pas utilisée pour la détermination de ΓBish. Elle n'est donc pas vérifiée, ce qui traduit la surabondance dans les hypothèses de Bishop (méthode simplifiée).

d) La présence de m(α), qui peut être nulle pour certains valeurs négatives de α, au dénominateur de σ' et de ΓBish, peut induire de fortes distorsions dans la convergence lors des itérations de calcul de ΓBish. Cet inconvénient mis en évidence par plusieurs auteurs a conduit à introduire dans TALREN les tests de convergence explicités au chapitre 3.4.6.



2.1.3. Méthode des perturbations La méthode dite des "perturbations" mise au point par Raulin, Rouques, Toubol (1974) est une méthode de calcul en rupture non circulaire de forme quelconque. L'hypothèse complémentaire qui la caractérise porte sur la valeur de la contrainte normale effective. Celle-ci est exprimée en fonction de la contrainte normale effective déduite de la méthode de Fellenius, par la relation :

)tan.).((' αµλσσσ nFelpertpert uu +−=−= (18)

où σFel est donné par (9) λ et µ sont 2 paramètres, sans dimension, calculés par le programme en même temps que Γ. n = 1 ou 2 au choix Le facteur (λ + µ.tannα) est le facteur de "perturbation" de la contrainte de Fellenius prise, en l'occurence, comme référence parce que directement calculable. Le développement des équations conduit à : (1) (5) et (18) donnent :

( )[ ]∫ =−−−−⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ+

Γ−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Γ

−++ 0)()''(.tan.tantan.tan..' 0101*** UUEEdxucuc

nFel

φ

φφ

φααµλσ

(19)

avec : φφ ΓΓΓ=Γ .. 3*

s et csc ΓΓΓ=Γ .. 3*

(2) (6) et (18) donnent :

( )[ ]∫ ∫ =−+Γ−⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ−

Γ+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Γ

+++ 0)(....tan.tan.tan.tan1.tan..' 011*** TTdxhdxucu sc

nFel γαφ

φφααµλσ

φ (20) (3) (5) (6) et (18) donnent :

( )[ ]

( )[ ]∫

∑

∫

=+−+−+−+

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ+

Γ−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Γ

−++−

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛Γ−

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

Γ−

Γ+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛Γ

+++

0...'.'..

..tan.tantan.tan..'

....tan.tan.tan.tan1.tan..'

001100110011

***

1***

adduuee

c

nFel

sc

nFel

MyUyUyEyExTxT

dxyucu

dxxhucu

φ

φ

φφ

φααµλσ

γαφφ

φααµλσ

(21)



Ces expressions peuvent se mettre sous la forme simple : (19) → (22) 0/)/.()/.( 654321 =Γ++Γ++Γ+ HHHHHH µλ

(20) → (23) 0/)/.()/.( 654321 =Γ++Γ++Γ+ VVVVVV µλ

(21) → (24) 0/)/.()/.( 654321 =Γ++Γ++Γ+ OOOOOO µλ

Dans lesquelles les paramètres valent respectivement :

[ ]

∫∫∫∫∫∫∫

∑∫∫∫∫∫∫∫∫∫∫∫

=

−+−=

=

=

=

=

+=

+−+−+−+−−=

+=

−=

+=

−=

−=

−−−−=

−=

=

−=

=

+

+

dxcV

TTdxhuV

dxV

dxV

dxV

dxV

dxyxcO

MyUyUyEyExTxTdxxhyxuO

dxyxO

dxyxO

dxyxO

dxyxO

dxcH

UUEEdxuH

dxH

dxH

dxH

dxH

nFel

nFel

Fel

Fel

adduuee

nFel

nFel

Fel

Fel

nFel

nFel

Fel

Fel

.tan.

)..(

.tan.tan'

.tan'

.tan.tan'

.'

).tan..(

...'.'.....)tan..(

.tan.tan).tan..('

.tan).tan..('

.tan).tan..('

).tan..('

.

)()''(.tan.

.tan.tan.'

.tan.'

.tan.'

.tan.'

*6

01*

5

*14

3

*2

1

*6

001100110011*

5

*4

3

*2

1

*6

01015

*4

)1(3

*2

1

α

γ

φασ

ασ

φασ

σ

α

γα

φαασ

αασ

φασ

ασ

α

φασ

ασ

φσ

ασ

(25)

avec: ** /tantan φφφ Γ=

** / ccc Γ=

hh s ... 1* γγ Γ=



Le système (22), (23) et (24), linéaire en λ et µ n'admet de solution non triviale que si son déterminant est nul, soit :

0/////////

654321

654321

654321

=Γ+Γ+Γ+Γ+Γ+Γ+Γ+Γ+Γ+

OOOOOOVVVVVVHHHHHH

(26)

Ce déterminant conduit à une équation de troisième degré en Γ : a0.Γ3 + a1. Γ 2 + a2. Γ + a3 = 0 (27) dont la solution la plus grande est retenue comme valeur de Γpert.

Remarques sur la méthode des perturbations

a) Utilisée depuis de nombreuses années, cette méthode donne des résultats très proches de ceux de la méthode de Bishop lorsqu'elles sont comparées sur des cas de rupture circulaire.

b) Elle ne soulève pas de difficulté de convergence et, à ce titre, ne nécessite pas d'introduire des tests complémentaires de limitation des contraintes à l'instar de Bishop.

c) La méthode n'est pas applicable au cas d'une rupture plane (ou rupture par "coin de glissement"), car le système (22), (23), (24) est alors dégénéré, les deux inconnues λ et µ se réduisant à une seule.



2.2. METHODE DU CALCUL A LA RUPTURE

2.2.1. Présentation générale La méthode du calcul à la rupture proposée dans Talren 4 représente une approche cinématique par l'extérieur de la charge de rupture des ouvrages géotechniques. Cette approche est développée dans le cadre de la théorie générale du calcul à la rupture qui a été formalisée par J. Salençon. Pour un exposé détaillé de la théorie, le lecteur pourra se reporter aux références bibliographiques (à la fin de cette notice technique). L'approche cinématique par l'extérieur repose sur la dualisation des équations d’équilibre obtenue en appliquant le principe des travaux virtuels. Introduisant un champ de vitesse cinématiquement admissible (c'est-à-dire vérifiant les conditions limites en vitesse), on compare la puissance Pe des efforts extérieurs au système dans ce champ de vitesse à un majorant Prm de la puissance des sollicitations internes calculée dans le même champ de vitesse. Le majorant (Prm) est défini en référence au critère de rupture du matériau. Pour que la comparaison soit significative, la valeur du majorant Prm doit demeurer finie. Cette condition conduit à ne choisir que des champs de vitesse pertinents pour le critère considéré : champs de vitesse tels qu’il existe un majorant fini pour Prm (puissance résistante maximale). L'approche cinématique par l’extérieur établit que la relation Pe ≤ Prm est vérifiée quel que soit le champ de vitesse cinématiquement admissible. Si à l'inverse on peut établir un champ de vitesse cinématiquement admissible tel que

Prm < Pe (inégalité 1) l'instabilité du système est certaine : aucun équilibre n'est possible dans la situation examinée. L’approche par l’extérieur de la théorie du calcul à la rupture permet donc de répondre sans aucune ambiguïté sur la non-stabilité du système quand la condition (inégalité 1) est vérifiée. Dans les autres cas elle fournit uniquement une présomption d'équilibre : dans le cadre général de la théorie du calcul à la rupture, l'approche cinématique par l'extérieur doit être complétée par l'approche statique par l'intérieur pour réduire cette indétermination. L'efficacité de l'approche cinématique tient au choix conjoint du majorant Prm le meilleur pour la puissance des sollicitations résistantes et de champs de vitesse pertinents pour le critère de rupture considéré. Dans Talren 4, l'approche cinématique du calcul à la rupture est faite dans le cas particulier:

• de mouvements rigidifiants (champ de vitesse représentant le déplacement d'un bloc supposé rigide par rapport au reste du massif supposé fixe);

• du critère de rupture Mohr Coulomb : ϕστ tan+≤ c .

J. Salençon a établi que, dans ce cas particulier, les mouvements de blocs rigides délimités par une succession d'arcs de spirale logarithmique r(θ) = r0 eθtanφ de même pôle fournissaient la majoration optimale de la puissance résistante Prm et qu'il était possible de restreindre l'analyse à ces champs de vitesse rigidifiants. Les arcs de spirale successifs à considérer sont définis par l'angle de frottement de chacune des couches rencontrées le long de la frontière du bloc (Figure 2). Dans ce cadre particulier :

• le champ de vitesse est défini par le pôle P des arcs de spirale et le vecteur vitesse de rotation angulaire ω du bloc; Il faut noter que les vitesses, perpendiculaires au rayon vecteur, ne sont pas tangentes à la frontière du bloc ; cette frontière ne peut donc pas être assimilée à une surface de glissement.



• le majorant (Prm) des efforts résistants est : Prm = ω Mrm où Mrm est lui-même un majorant du moment des efforts résistants le long de la frontière du bloc en mouvement.

• la puissance des efforts extérieurs appliqués au système (Pe) est Pe = ω Me où Me est égal au moment des efforts extérieurs appliqués au bloc.

Dans ces conditions, le rapport (Prm/Pe) est égal au rapport (Mrm/Me). Coussy (1977) a proposé de dénommer "coefficient de rupture" cette grandeur, elle est également parfois appelée "facteur de confiance".

Figure 2 : Arcs successifs de spirales

2.2.2. Mise en oeuvre

Chaque bloc rigide (mouvement rigidifiant) est défini par le pôle commun P des arcs de spirale et l'angle au centre θ. La frontière du bloc est découpée en N éléments successifs, dont chacun correspond à un angle au centre θ/N (N choisi par l'utilisateur : paramètre "discrétisation"). Chaque élément d'arc de spirale sous-tendu par l'angle θ/N est assimilé au segment de droite de mêmes extrémités. La frontière du bloc présente un point anguleux à chaque limite séparant deux couches d'angle de frottement distinct. L'arc de spirale devient un cercle dans une couche purement cohérente (φ = 0). Quand le pôle P est rejeté à l'infini, les arcs de spirale successifs deviennent des segments de droite et constituent une ligne brisée. Tous les moments sont évalués au pôle P de la spirale. La convention de signe adoptée est le sens trigonométrique direct. Pour une spirale à concavité vers le haut, un moment positif est moteur et un moment négatif est déstabilisateur. Certains moments peuvent être de signe positif ou négatif. Il s'agit de :

• M(W) : le moment des forces de gravité appliquées à l'ensemble des tranches verticales du bloc (ce moment inclut l'effet des accélérations sismiques éventuelles); M(W) est négatif dans tous les équilibres de type butée ;

• M(u) : le moment des forces de pression u appliquées au contour du bloc (la succession des arcs de spirale étant prolongée à ses extrémités amont et aval par deux demi-droites verticales) ;



• M(fi, mi) : la contribution de chaque surcharge ponctuelle linéaire appliquée au bloc considéré (ce moment inclut l'effet des accélérations sismiques éventuelles) ;

• M(qi) : la contribution de chaque surcharge répartie qi ; cette contribution est comptabilisée uniquement entre les extrémités amont et aval du bloc (ce moment inclut l'effet des accélérations sismiques éventuelles) ;

• M(ti) : la contribution de chaque tirant recoupant la frontière du bloc ; • M(bi) : la contribution de chaque buton installé entre les extrémités amont et aval du

bloc. Deux moments sont toujours résistants :

• M(c) : le moment dû à la cohésion ; on peut noter que ce terme représente le majorant du moment des efforts résistants selon le critère de Mohr-Coulomb pour le mouvement du bloc : dsrcM c ∫= φcos (Figure 3) ;

• M(Rj) : la contribution des clous qui recoupent la frontière du bloc. Pour des raisons de commodité, le facteur Mrm/Me est remplacé par un facteur équivalent Γ = |M-|/M+, où M- est la somme de tous les moments résistants dans la situation considérée et M+ la somme de tous les moments moteurs. Dans le cas général, M- inclut toujours Mrm : |M-| = Mrm + M-

autre, Mrm / Me < 1 ⇒ Me - Mrm > 0 ⇒ M+ - M-

autre - Mrm > 0 ⇒ M+ - |M-| > 0 ⇒ |M-| / M+ < 1

Réciproquement |M-| / M+ < 1 ⇒ M+ - |M-| < 1 ⇒ M+ - M-

autre - Mrm > 0 ⇒ Me - Mrm > 0 ⇒Mrm / Me < 1

On a donc bien : Mrm / Me < 1 ⇔ |M-| / M+ < 1 Le facteur Γ = |M-|/M+ a donc la même signification que le facteur d'instabilité Γ :

Si Γ < 1 : l'équilibre est impossible, l'ouvrage est instable. Si Γ > 1 : l'ouvrage est potentiellement stable.



Figure 3 : Critère de Mohr-Coulomb

M- regroupe les moments M(c) et M(Rj), qui sont toujours résistants et les contributions résistantes des autres moments. Pour cette attribution, c'est le terme composé {M(W) + M(u)} qui est considéré globalement résistant ou moteur et non individuellement chaque terme M(W) ou M(u). Ce choix assure la cohérence des calculs entre les approches en contraintes totales ou effectives. L'attribution M- ou M+ est faite pour les autres termes individuellement : par élément de surcharge linéaire ou répartie, par tirants et par buton et en considérant leur contribution totale et non une contribution par composante. Tous les moments sont calculés en introduisant les coefficients de sécurité partiels applicables (cf chapitre 6). Dans le principe de calcul selon la méthode aux coefficients de sécurité partiels, le résultat du calcul permet de vérifier si les pondérations appliquées aux efforts et aux résistances conduisent à une instabilité de la structure géotechnique. L'instabilité est démontrée lorsque la valeur minimale de Γ pour tous les blocs examinés est inférieure à 1.



2.2.3. Lien avec le calcul traditionnel La valeur du coefficient de confiance Γ ne peut pas être comparée directement au coefficient de sécurité F calculé par les méthodes de Fellenius, Bishop ou des perturbations. Dans ces trois méthodes, le coefficient de sécurité F calculé représente la sécurité supplémentaire à appliquer aux valeurs de calcul des paramètres de résistance au cisaillement pour obtenir l'équilibre : pour les valeurs de calcul équivalentes tanφd = tanφ/(F.Γφ) et cd = c/(F. Γc) l'équilibre est vérifié en moment (Fellenius ou Bishop) ou en bilan global (perturbations). Dans une situation donnée, pour pouvoir comparer le calcul à la rupture à un calcul de type traditionnel, il faut donc chercher la pondération supplémentaire Xf à introduire simultanément sur tanφ et sur c pour être en limite de stabilité (F = 1). Cette valeur Xf peut être comparée à la valeur du coefficient global calculée par l'une des trois autres méthodes. La démarche d'une telle approche est illustrée dans le cas simplifié de la Figure 4 : pour une situation où le coefficient de rupture est F = 2,39, le coefficient de sécurité dont la définition est comparable à celle des méthodes traditionnelles est trouvé égal à Xf = 1,27 (pour un coefficient de sécurité calculé selon Bishop très proche : F = 1,26). Des comparaisons systématiques faites selon cette approche montrent que le coefficient Xf demeure généralement très proche des valeurs F établies par les méthodes de calcul Bishop ou perturbations. L'intérêt de la méthode issue du calcul à la rupture tient :

• A son caractère rigoureux qui fournit une appréciation de la sécurité d'un ouvrage sans autre hypothèse que le choix du critère de rupture associé aux matériaux ;

• Au fait que cette appréciation de la stabilité se fait par enveloppe supérieure. La charge de rupture est toujours définie par excès, ce qui caractérise de manière forte cette approche par rapport aux méthodes Fellenius, Bishop ou des perturbations qui du fait de l'introduction d'hypothèses complémentaires ne permettent pas de conclure sur le caractère par excès ou par défaut de l'estimation obtenue de la charge de rupture ;

• Sa capacité à prendre en compte des situations où les méthodes traditionnelles sont généralement en défaut : équilibres de butée, chargements inclinés par rapport à la verticale.



Exemple Talus H = 7 m, β = 49,4° Couche unique φ = 20° , c = 10 kPa

Calcul à la rupture Spirale angle au centre 110° Calcul sans pondération partielle Γφ = 1, Γc = 1 Résultat : F = 2,39 (coefficient de rupture ou facteur de confiance)

Calcul à la rupture Introduction de la pondération supplémentaire Xf sur tanφ et c Γφ = Xf, Γc = Xf Recherche de Xf pour obtenir F = 1 Résultat : Xf = 1,27 (coefficient de sécurité "équivalent" à ceux calculés par les méthodes de Fellenius, Bishop ou des perturbations)

Comparaison à une méthode traditionnelle Calcul Bishop Cercle de mêmes extrémités et angle au centre 110 ° Γφ = 1, Γc = 1 Résultat : F = 1,26

Figure 4 : Equivalence entre le calcul à la rupture et le calcul traditionnel

4 m

4 m



3. APPLICATION DES METHODES DE BASE PROPRES A TALREN

3.1. PROFIL DU TALUS

Pour des raisons de traitement numérique, le profil du talus ne peut présenter de surplomb (Cf. Figure 5), mais peut présenter des parties verticales.

Figure 5 : Surplomb interdit pour le profil du talus

3.2. SURFACES DE RUPTURE

3.2.1. Surfaces de rupture circulaires

3.2.1.1. Traitement des surfaces de rupture circulaires en mode "recherche manuelle"

La recherche automatique des surfaces de rupture circulaires se fait, de façon classique, à l'aide d'un quadrillage de centres (de maille éventuellement oblique) et de cercles, dont le rayon est augmenté d'un pas DR, choisi par l'opérateur (Figure 6).

Figure 6 : Recherche manuelle des cercles de rupture

Talus vertical autorisé

Surplomb interdit



3.2.1.2. Traitement des surfaces de rupture circulaires en mode "recherche automatique"

L'intérêt de la recherche automatique est de balayer de façon automatique l'ensemble de l'espace possible pour les centres des cercles, avec un pas plus ou moins important (paramétrable par l'utilisateur). Cette recherche automatique évite à l'utilisateur de définir les paramètres nécessaires dans le cas d'une recherche manuelle. Toutefois, après un balayage automatique, il est recommandé d'effectuer un 2ème calcul (à l'aide d'une 2ème situation par exemple) en recherche manuelle pour affiner le résultat autour du cercle critique détecté en recherche automatique. Le principe de la recherche automatique est illustré sur les 2 figures suivantes :

• Un premier balayage automatique permet de détecter un cercle critique (correspondant au minimum absolu du coefficient de sécurité obtenu sur tous les cercles calculés).

• Talren 4 effectue ensuite systématiquement un deuxième balayage automatique dans la zone autour du cercle critique détecté lors du 1er balayage.

• Le coefficient de sécurité affiché est le minimum obtenu sur l'ensemble de ces 2 balayages.

Les paramètres nécessaires pour une recherche automatique sont explicités dans le manuel d'utilisation. Le paramètre principal est le "nombre de découpages" : c'est lui qui détermine la densité du maillage automatique : il correspond au nombre de directions, au nombre de distances et au nombre de rayons calculés pour chaque balayage. Par exemple, avec un nombre de découpages de 10, le nombre de cercles calculés au terme des 2 balayages sera égal à 2 x 10 x 10 x 10 = 2000. Le positionnment des centres à différentes distances selon une même direction se fait de la façon suivante :

• Soit L la longueur du segment reliant le point de passage imposé pour le 1er cercle à l'autre point d'intersection avec le talus (cf Figure 7) ;

• Le centre le plus proche du talus se trouve à une distance L/2 de ce segment ; • Le second centre se trouve à L/2 du premier ; • Pour les suivants, l'espacement entre 2 centres sur la même direction est égal à L ; • Le nombre de centres positionné selon une direction est égal au "nombre de

découpages". Nota : Il convient d'être prudent dans l'analyse des résultats d'une recherche automatique. Il peut notamment arriver que le premier niveau de balayage détecte 2 minima du coefficient de sécurité quasiment égaux dans des zones différentes. Le 2ème niveau de balayage raffinera ensuite uniquement la zone correspondant au minimum absolu, alors qu'un raffinement de l'autre zone aurait pu conduire à un coefficient de sécurité plus faible, qui n'aura ainsi pas été détecté. L'affichage d'isovaleurs permet de vérifier rapidement si le minimum du coefficient de sécurité est localisé dans une seule zone, ou est approché dans plusieurs zones différentes.



Nombre de directions =nombre de découpages

Nombre de distances =nombre de découpages

(distances les pluséloignées non

représentées ici)

Point de passageimposé

Limite gauchedu modèle

Limite droite dumodèleNombre de rayons =

nombre de découpagesL

L

L

L/2

L/2

Figure 7 : Principe de balayage pour la recherche automatique du cercle critique, avec point

de passage imposé pour le 1er cercle : premier niveau de balayage.



Nombre de directions =nombre de découpages

Nombre de distances =nombre de découpages

Nombre de rayons =nombre de découpages

Minimum strict localisélors du premier balayage

automatique

Zone de zoom autour duminimum strict localisé lors dupremier balayage automatique

Figure 8 : Principe de balayage pour la recherche automatique du cercle critique, avec point

de passage imposé pour le 1er cercle : deuxième niveau de balayage ("zoom").



3.2.1.3. Absence de surplomb. Surfaces de rupture mixtes

L'expérience montre que, dans certains cas, le coefficient de sécurité n'est pas minimum pour des cercles de rupture sans partie amont en surplomb (Figure 9) ; il est alors procédé à une rectification de la partie concernée, qui est transformée en surface de rupture verticale rectiligne, raccordée au cercle au niveau de l'ordonnée du centre de celui-ci. La surface de rupture est alors dite mixte.

Figure 9 : Surfaces de rupture mixtes

De cette façon les méthodes de Fellenius et de Bishop sont étendues au cas des ruptures mixtes de ce type, en conservant les formules (10) (ou (11)) et (14) (ou (17)) respectivement et en adoptant pour α = π /2 (partie verticale) :

• Pour la méthode de Fellenius : 0'=σ • Pour la méthode de Bishop : min'' σσ =

Avec : Si 0.tan

'0 maxmin =→Γ

Γ−=→≠ τ

φσφ φ

c

c

Si φ

τσφΓ

=→−∞=→=c

maxmin'0

II n'y a pas de justification théorique à cette extension appliquée à des méthodes qui, en tout état de cause, sont erronées au plan de la mécanique. Il est évident que les conditions σ' = 0 pour la méthode de Fellenius ou σ' = σ'min pour la méthode de Bishop sont très conservatrices. De même, les surfaces de rupture non circulaires introduites dans la méthode des perturbations ne peuvent présenter de surplomb. Elles sont traitées de façon analogue, par rectification de la partie amont en surface verticale. Le cas des surfaces mixtes, ainsi créées artificiellement, est à considérer avec la plus grande circonspection. (voir aussi le chapitre 3.4.)

Prolongement vertical

Surplomb supprimé



3.2.1.4. Discrétisation de la surface de rupture

Une surface de rupture circulaire est discrétisée en segments de longueur égale (jusqu'à l'éventuelle partie verticale - Figure 10a). Une surface de rupture non circulaire est divisée en sous-segments, de longueur égale pour chaque segment primaire servant à sa définition (Figure 10b). Tous les paramètres relatifs à une "tranche" verticale (paramètres géométriques, poids de la colonne, pression interstitielle,...) sont calculés en M, sur l'axe de la tranche (Figure 1).

3.2.2. Surfaces de rupture quelconques (polylignes)

3.2.2.1. Cas d'une rupture plane ou rupture "par coin de glissement"

Les méthodes Fellenius et Bishop sont applicables directement au cas d'une surface de rupture plane puisque le rayon n'intervient pas dans les équations. Pour ce cas cependant, ces méthodes ne sont plus adaptées lorsque des surcharges linéaires ou des moments additionnels existent ou que l'on intègre les paramètres sismiques. En effet, ces données induisent des moments qui ne peuvent pas être pris en compte. La méthode des perturbations n'est pas directement applicable (Figure 10c). Il suffit de décomposer la surface de rupture en deux segments de droite possédant une pente légèrement différente l'une de l'autre pour que la méthode des perturbations soit possible. Dans ce cas, les limitations des deux autres méthodes n'existent plus.

Figure 10 : Discrétisation de la surface de rupture



3.2.3. Surfaces de rupture spirales Ces surfaces sont considérées uniquement en association avec la théorie du calcul à la rupture. Chaque surface est constituée par la succession des arcs de spirale (de même pôle) associés à chaque couche (ce type de surface sera parfois appelé "spirale" dans ce manuel par simplification). Cet ensemble peut être défini par ses intersections amont et aval avec le talus (points d'entrée et sortie) et la valeur de l'angle au centre θ (angle entre les rayons initial et final de la série des arcs). Ces données sont utilisées pour déterminer la position du pôle commun à tous les arcs de spirale constituant la frontière du bloc (mouvement rigidifiant cf chapitre 2.2.1). Elles permettent de paramétrer l'ensemble des surfaces à explorer. La recherche de la valeur F minimale du facteur de confiance sur un ensemble de blocs se fait par balayage de l'ensemble {point d'entrée, point de sortie, angle au centre θ}. Les points d'entrée et de sortie des spirales sont définis par balayage d'un secteur amont et d'un secteur aval (Figure 11).

• Chaque secteur est défini en choisissant une origine et une extrémité (définissant un intervalle) sur l'enveloppe du talus. En considérant le contour du talus orienté de la gauche vers la droite, l'abscisse curviligne du point origine du secteur doit être inférieure ou égale à celle du point extrémité. Le secteur peut s'étendre à plusieurs segments contigus de la ligne polygonale définissant l'enveloppe du talus.

• Le point d'entrée (respectivement de sortie) de la spirale est positionné en référence à un découpage du secteur amont (respectivement aval) en intervalles de longueur constante. Le nombre d'intervalles est choisi par l'utilisateur pour chacun des deux secteurs (voir le chapitre B pour le détail de la définition des paramètres). Si le découpage est nul, seule l'origine du secteur est utilisée.

Figure 11 : Balayage pour la recherche des spirales : points d'entrée et de sortie



Le balayage des angles θ est réalisé sur l'intervalle {0, 180°} (Figure 12).

Figure 12 : Balayage pour la recherche des spirales : angles θ

Pour θ = 0, le pôle est rejeté à l'infini et les arcs de spirale deviennent une ligne polygonale brisée : si de plus l'angle de frottement est constant le long de la frontière, la surface de rupture est alors un segment, l'équilibre examiné est celui d'un coin. Lorsque θ est supérieur à 0 et que l'angle de frottement est nul le long de la frontière, la surface de rupture est un cercle. La recherche du pôle P associé à chaque jeu de paramètres est menée de manière itérative et contrôlée par la précision imposée, sous forme de disque autour du point d'arrivée) : la précision définit le rayon du cercle centré sur le point de sortie théorique où doit se trouver l'extrémité du dernier segment (Figure 13).

Figure 13 : Précision autour du point d'arrivée

Il est possible qu'il n'existe aucune surface de rupture entre les points d'entrée et sortie pour un angle θ donné, soit parce que la courbe sort du talus, soit parce que les contraintes qu'impose la succession des angles de frottement de chacune des couches traversées conduisent à une impossibilité géométrique. La spirale est alors non aboutie.



Il est possible dans certains cas d'améliorer la convergence du processus en augmentant la discrétisation (découpage de l'angle au centre θ en N intervalles égaux) ou en augmentant le rayon du disque de précision. Seules les spirales abouties sont l'objet du calcul de stabilité et fournissent des résultats de calcul accessibles de manière graphique. La discrétisation contrôle la précision avec laquelle sont évalués les termes M(W+u) et M(c). Les surfaces de rupture peuvent être de deux types différents, selon le choix fait par l'utilisateur :

• Surfaces à concavité vers le haut (concavité positive); le pôle est placé au dessus de la surface de rupture (Figure 14a);

• Surface à concavité vers le bas (concavité négative), le pôle est placé sous la surface de rupture (Figure 14b).

Figure 14 a et b : Concavités vers le haut (a) et vers le bas (b)

Il y a continuité entre les deux familles pour le paramètre θ = 0. Ainsi, si une recherche sur des spirales à concavité positive aboutit à une surface minimale de paramètre θ = 0, il est recommandé d'explorer également la famille des spirales de concavité opposée (et réciproquement). Un exemple est offert par l'analyse de la stabilité d'un gabion cellulaire soumis à une poussée différentielle :

La recherche sur les spirales à concavité positive aboutit au mécanisme de glissement plan sur la base (Figure 15a) ;

L'extension de la recherche aux spirales à concavité négative aboutit à un mécanisme de rupture interne au gabion. Ce mécanisme est celui dénommé X par Brinch-Hansen (1953) (Figure 15b).



Figure 15 a et b : Continuité du balayage avec spirales à concavité positive et spirales à concavité négative

Remarque : surplombs La limitation des surplombs qui existe dans le cas des surfaces de rupture circulaires (cf chapitre 3.2.1.3) ne s'applique pas aux surfaces de rupture traitées par la méthode du calcul à la rupture. Aucune restriction n'est faite sur la position du pôle des arcs de spirales successifs et certains tronçons peuvent donc être en surplomb quand le pôle est à une cote inférieure à celle du point d'entrée (Figure 16). La théorie du calcul à la rupture permet de traiter ces situations sans aucune hypothèse complémentaire.

Figure 16 : Exemple de frontière avec surplomb balayée par le calcul à la rupture



3.3. PRESSIONS INTERSTITIELLES

3.3.1. Détermination du champ des pressions interstitielles Quatre méthodes sont disponibles, au choix de l'opérateur, pour introduire le champ de pressions interstitielles.

3.3.1.1. Nappe et équipotentielles

La nappe est donnée par son toit (surface libre) et son mur (fond de nappe). Les équipotentielles sont supposées rectilignes et d'orientation variable (donnée par l'opérateur) selon le point considéré de la surface libre (Figure 17). La pression interstitielle au point M est définie par : wwM hu .γ= (28)

Sous le niveau du "fond de nappe" , le programme considère : 0=Mu

Figure 17 : Détermination de la pression interstitielle à partir des données d'une nappe et de

ses équipotentielles

Point de rencontre des 2 équipotentielles encadrant M

Point de la surface libre (donné)

Mur (fond de la nappe)

hw = charge hydraulique uM = γw x hw



3.3.1.2. Pressions interstitielles données aux points caractéristiques d'une surface de rupture non circulaire

Au point courant d'un segment, la pression interstitielle est calculée par interpolation linéaire entre celles des points caractéristiques adjacents (Figure 18).

Figure 18 : Pression interstitielle à partir des données d'une nappe et de ses équipotentielles

3.3.1.3. Maillage triangulaire

Les pressions interstitielles peuvent être introduites aux noeuds d'un maillage triangulaire (déduites par exemple d'un calcul par éléments finis). Après avoir recherché le triangle auquel appartient le point M de la surface de rupture, le programme effectue une interpolation linéaire entre les valeurs de u aux sommets du triangle (Figure 19). Nota : Pour accélérer la recherche du triangle concerné, une option "zonage" permet à l'opérateur de définir des bandes verticales, d'abscisses données, à l'intérieur desquelles le programme effectue un préclassement des triangles du maillage (Figure 20). Dans l'exemple indiqué, un préclassement affecte à la zone IV les triangles 27, 29, 30, 31, 32, 33, 34, 35, 38 qui ont au moins un sommet dans cette zone. Pour tout point d'abscisse situé dans cette zone, la recherche d'interpolation se limite aux triangles correspondants. Nota : importation de maillages hydrauliques de Plaxis v8 Lors de l'importation de maillages hydrauliques Plaxis v8 (voir aussi le manuel d'utilisation, partie B du présent manuel), Talren 4 importe les triangles du maillage Plaxis (même nombre de triangles), ainsi que les nœuds sommets des triangles (avec les pressions interstitielles associées à ces nœuds). Le nombre de nœuds importés est donc inférieur au nombre de nœuds définis dans le maillage Plaxis, puisque dans un maillage Plaxis, chaque triangle comporte 6 ou 15 nœuds selon l'option choisie.

3.3.1.4. u fonction de la contrainte verticale

Pour un sol donné, il est possible de définir le coefficient ru tel que : hru u ..γ= (28b)

Nota : la valeur de u calculée suivant l'équation 28b ne prend pas en compte les surcharges éventuelles, mais prend en compte l'accélération sismique verticale éventuellement définie.

3.3.2. Nappe extérieure Dès que le toit de la nappe est au dessus du talus il est indispensable d'introduire une ou plusieurs nappes extérieures (Figure 21). Les forces U0 et U1, de l'équation générale (3),



sont définies comme les résultantes horizontales de la poussée à l'amont et à l'aval. En rupture circulaire, grâce à la modification apportée à la méthode de Fellenius (cf. remarque a) du chapitre 2.1.1), l'introduction d'une nappe extérieure est acceptée par cette méthode, au même titre que les méthodes de Bishop et des perturbations. En rupture non circulaire, la présence d'une nappe extérieure au talus ne peut être traitée que par la méthode des perturbations. Le calcul à la rupture permet de traiter toutes les situations de nappe.

Figure 19 : Pressions interstitielles données aux noeuds d'un maillage triangulaire

Figure 20 : Zonage de préclassement des triangles hydrauliques

Surface de rupture

Talus

Maillage hydraulique

Zonage



M0 et M1 : intersections de la surface de rupture avec le talus V0 et V1 : volumes d'eau considérés comme solidaires du volume de sol

soumis au glissement U0 et U1 : forces externes appliquées au volume de sol par l'eau extérieure

Figure 21 : Prise en compte d'une nappe extérieure

3.3.3. Cas d'une rupture concernant une partie de talus totalement immergée Dans le cas où une surface de rupture intéresse une partie de talus entièrement immergée et où l'on ne pondère pas les poids volumiques, les équations fondamentales de l'équilibre s'écrivent (Figure 22) :

[ ] γσ =div (29)

soit en contraintes effectives :

[ ] [ ]( ) γσ =+ udiv ' (29a)

où : [ ] ( )[ ]1.. uhu ww ∆+= γ (30)

avec ∆u : excès de pression interstitielle (éventuel) par rapport au régime hydrostatique soit :

[ ] [ ] ( )[ ]( )1..1.'' www hdivudivdiv γγγσ −+∆−= avec wγγγrrr

+= '

uM = γw.hw + ∆u

Figure 22 : Cas d'un talus totalement immergé

Talus

Nappe extérieure

Nappe extérieure



L'expression entre parenthèses est nulle et il vient :

[ ] [ ]( ) '1.' γσ =∆+ udiv (31) Cette équation est identique à l'équation d'équilibre en contraintes totales sous réserve de :

• considérer le sol avec son poids volumique déjaugé ; • prendre en compte les éventuelles surpressions interstitielles ∆u, évaluées par

rapport à la pression hydrostatique ww h.γ

En l'absence de ∆u (régime hydrostatique), il reste : [ ] '' γσ =div Dans le cas où l'on ne pondère pas les poids volumiques, lorsque le régime est hydrostatique, le coefficient de sécurité d'un talus immergé est le même que celui d'un talus "hors d'eau" calculé sur la base des poids volumiques déjaugés. Dans le calcul aux E.L.U., la pondération Γs1 est appliquée sur le poids total du sol (γ) mais pas le poids de l'eau (γw). Dans le cas d'un talus totalement immergé calculé avec les poids volumiques déjaugés, la pondération Γs1

* de γ' est alors :

w

wss

γγγγ

−−Γ

=Γ.1

1* d'où wss γγγ +Γ=Γ '.. 1

*1

3.4. CARACTERISTIQUES MECANIQUES DES SOLS. DETERMINATION DE σ' ET τ

3.4.1. Anisotropie de cohésion TALREN peut prendre en compte un sol frottant ou non avec une anisotropie de cohésion dont la courbe (cohésion en fonction de l'angle par rapport à l'horizontale) est définie par l'utilisateur (Figure 22b). Cette option est compatible avec toutes les méthodes de calcul proposées dans TALREN. En tout point de la surface de rupture, l'angle de la tangente est connu et permet de connaître la cohésion localement mobilisée. On applique alors les coefficients partiels de sécurité Γφ sur l'angle de frottement interne du sol et Γc sur les valeurs de la cohésion en chacun des points de discrétisation de la surface de rupture.

Figure 22b : Définition de l'anisotropie de cohésion

-90

Angle/horizontal



Figure 22c : Cohésion variable en fonction de la profondeur

3.4.2. Cohésion variable avec la profondeur II est possible de définir la cohésion d'un sol, variable avec la profondeur en donnant la cohésion (c0) au toit de la couche et l'accroissement (∆c) par unité de profondeur (Figure 22c). A la profondeur zi, la cohésion s'exprime par : ).( 00 ii zzccc −∆+= (31b)

Cette option est compatible avec toutes les méthodes de calcul proposées dans TALREN.

3.4.3. Courbes intrinsèques Dans les cas classiques, les paramètres de résistance mécanique sont définis par la loi de Coulomb (Figures 23a et b). 'tan'.' φστ += c (contraintes effectives) ou uc=τ (contraintes totales) (32)

II est possible d'introduire une courbe intrinsèque non linéaire traduisant, par exemple, les propriétés des sols dilatants (Figures 23c). La courbe est alors donnée par points, et pour chaque niveau de contraintes σ', le programme détermine la courbe intrinsèque linéaire équivalente :

** 'tan'.' φστ += c par la règle présentée Figures 23c. (33)

La prise en compte des facteurs de sécurité partiels affectés à φ' et c', dans le cas d'une courbe intrinsèque non linéaire, dans TALREN est décrite sur la Figures 23d. Cette option ne peut pas être appliquée avec la méthode du calcul à la rupture.

3.4.4. Zone amont - Limite de la contrainte normale dans la méthode de Fellenius En zone amont d'une surface de rupture présentant une extension verticale α → π/2. Dans l'équation (9) donnant σFel, il vient alors :

udldU

Fel =→σ et 0' →Felσ (34)

ce qui revient à admettre : c

cΓ

→τ

3.4.5. Zone amont - Particularité liée à la méthode de Bishop Dans le cas de la méthode de Bishop, d'après l'équation (16), il apparaît que pour une surface de rupture présentant une extension verticale :

quand 2/πα → , c

Bishc

Γ

Γ−→ φ

φσ .

tan' (= σ’min) (35)



Pour éviter les problèmes de calcul liés aux valeurs de tgα au voisinage de π/2 le programme impose τmax = 0 dès que α > π/2 - 5.10-3 radians. Par contre une anomalie apparaît dans cette zone, due au mode de calcul de σ'.

Figures 23a, b et c : Courbes intrinsèques acceptées par TALREN

σ'min

σ'min



c

oco Γ

=τ

τ ⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ=

φ

φφ i

citan

arctan

Figure 23d : Prise en compte de Γc et Γφ dans le cas d'une courbe intrinsèque non linéaire La Figure 24 montre, en effet, l'évolution de τmax (donné par (16)), pour 0 < α < π/2. S'il n'y avait pas de frottement, la valeur de τmax serait constante et égale à c/Γc ; le fait d'introduire du frottement diminue localement le cisaillement maximal (donc admissible) dans les tranches amont, par rapport au cas de frottement nul (zone hachurée de la Figure 24). Cette diminution est naturellement compensée globalement par l'augmentation corrélative de Tmax dans les autres tranches et en temps normal, il n'y a pas de problème particulier.

Figure 24 : Tests spécifiques à la méthode de Bishop dans TALREN

Par contre, dans le cas de l'extension TALREN aux surfaces mixtes présentant une partie verticale importante (Figure 25a), l'annulation de τ pour α ≥ π/2 conduit à deux aberrations :

• Γ est très faible (puisque l'on néglige un frottement qui existe malgré tout le long de AB) ;

BISHOP

Cas 1 : φ" ≠ 0 Cas 2 : φ" = 0



• Γ est plus faible que si l'on supprime le frottement en ne maintenant que la cohésion dans les tranches amont (chapitre 3.2.1.2)

A ce titre, l'extension proposée doit être manipulée avec circonspection lorsque l'on se trouve en présence de minima trop bas par rapport au sommet du talus.

Figure 25 : Cas de distorsions fortes dues à l'extension de la méthode Bishop au cas des

surfaces de rupture mixtes - Substitution conseillée par la méthode des perturbations

3.4.6. Zone amont - Limitation de la contrainte normale - méthode des perturbations La contrainte normale donnée par (18) est telle que :

( )αµλσσ nFelpert tan..'' += (36)

Pour une surface de rupture présentant une extension verticale, il a été montré que 0' →Felσ quand 2/πα →

Comme pour la méthode de Fellenius, la présence de tgα dans (36) impose un artifice de calcul pour éviter les problèmes de convergence au voisinage de α = π/2. TALREN impose : 0' =pertσ dès que radians510.12/ −−≥ πα (36a)

Cette règle est prolongée dans l'éventuelle partie verticale amont de la surface de rupture. De même que dans les autres méthodes, cet artifice mathématique ne reflète pas la réalité mécanique et il est préférable de limiter au strict minimum la longueur de partie verticale, et d'adopter des surfaces de rupture intégrant le coin de poussée à l'amont (Figure 25b).

3.4.7. Particularité en partie aval de la surface de rupture - méthode de Bishop A l'aval de la courbe de rupture et en cas de "remontée" de celle-ci (α < 0) (Figure 24), l'expression m(α) (équation (15)) peut s'annuler. L'expression de σ'Bishop (équation (16)) prend alors des valeurs infinies et la convergence du processus itératif du calcul de Γ est perturbée. Pour éviter cette aberration, un test est imposé dans TALREN. Dans la zone aval, où α < 0, on adopte : FelBish '.2' σσ ≤ où σ'Fel est donné par (9). (37)

Ce problème ne se pose pas pour les autres méthodes.

a) BISHOP étendu b) Perturbations

Pente voisine de celle d'un coin de poussée



3.5. SURCHARGES

La prise en compte des surcharges est un problème délicat, général à tous les programmes de calcul de stabilité reposant sur une méthode des tranches car l'incidence d'une surcharge sur la répartition des contraintes sur la surface de rupture (répartition qui, en tout état de cause, n'est pas déterminée de façon exacte pour le massif non surchargé) dépend de la déformabilité du massif (Figure 26). Les difficultés précédentes n'existent pas dans la méthode du calcul à la rupture qui est apte à prendre en compte l'influence de tout type de chargement appliqué au bloc étudié (mouvement rigidifiant, cf chapitre 2.2.1).

Figure 26 : Problème soulevé par l'estimation de l'effet des surcharges

3.5.1. Dans les méthodes des tranches et la méthode des perturbations

Il n'est pas raisonnable d'imaginer introduire une estimation de l'effet des surcharges à l'aide de calculs en déformation (de type éléments finis par exemple), car le calcul à la rupture perdrait alors son sens et l'intérêt de sa simplicité.

Faute de solution satisfaisante, deux méthodes sont utilisées pour simuler les surcharges :

3.5.1.1. Surcharges surfaciques verticales

II est possible de les simuler par une couche de sol fictive conduisant à la même contrainte (Figure 27a). L'incidence de la surcharge est alors localisée essentiellement au droit de sa zone d'application. (En pratique, par le biais du coefficient de sécurité et des forces intertranches dans le cas particulier de la méthode de Bishop, l'effet de la surcharge intéresse l'ensemble de la surface de rupture). Les surcharges surfaciques doivent nécessairement être appliquées à des segments de l'enveloppe du talus (voir aussi le manuel d'utilisation) Si une surface de rupture a une de ses extrémités sur le segment (ou groupe de segments contigus) d'application de la surcharge, seule une fraction de cette surcharge est prise en compte. Les caractéristiques de la surcharge partielle appliquée à la surface de rupture sont alors interpolées en fonction de l'abscisse curviligne, à partir des paramètres fournis aux extrémités de la surcharge.

q (surcharge)



a) simulation par couche de sol b) simulation par tirant fictif

Figure 27 : Prise en compte des surcharges dans TALREN

3.5.1.2. Surcharges linéaires obliques (ou verticales)

La nécessité de prendre en compte la composante horizontale d'efforts appliqués, dans le cas de surcharges obliques et/ou le souhait de vouloir mieux diffuser leur effet dans le cas des surcharges verticales, conduit à les simuler par des tirants fictifs (Figure 27b), dont le mode de traitement est précisé au chapitre 5.

∆σ1

∆σ2

Tirants fictifs

b)

a)



3.5.2. Dans le calcul à la rupture Toute surcharge linéique appliquée au bloc ou surfacique appliquée entre les extrémités amont et aval de la frontière du bloc (mouvement rigidifiant, cf chapitre 2.2.1) est intégrée dans le bilan des moments moteur et résistant par rapport au pôle commun des arcs de spirale successifs (Figure 28). Aucune hypothèse de diffusion n'est nécessaire à la mise en œuvre de la méthode.

Figure 28 : Prise en compte des surcharges dans le calcul à la rupture

3.5.2.1. Surcharges surfaciques

Les surcharges surfaciques doivent nécessairement être appliquées à des segments de l'enveloppe du talus (voir aussi le manuel d'utilisation), comme pour les autres méthodes de calcul. Elles ne peuvent pas être appliquées à d'autres segments, non placés sur l'enveloppe du talus. Par contre, dans le cas de la méthode de calcul à la rupture, il est possible de définir des surcharges surfaciques inclinées (et non nécessairement verticales) : l'inclinaison doit demeurer comprise entre 0 et 180°; les valeurs q1 et q2 peuvent être positives ou négatives.

Figure 29 : Définition des surcharges surfaciques dans le calcul à la rupture

Si la frontière d'un bloc a une de ses extrémités sur le segment (ou groupe de segments contigus) d'application de la surcharge, seule une fraction de cette surcharge est prise en compte. Les caractéristiques de la surcharge partielle appliquée au bloc sont alors interpolées en fonction de l'abscisse curviligne, à partir des paramètres fournis aux extrémités de la surcharge (comme c'est le cas pour les autres méthodes de calcul et surfaces de rupture).



3.5.2.2. Surcharges linéiques

Elles peuvent s'appliquer à l'intérieur du bloc. Il n'y a pas de remarque particulière, sauf pour la diffusion : la diffusion des surcharges linéiques n'est pas prise en compte dans le cas de la méthode de calcul à la rupture.

3.5.2.3. Contribution motrice ou résistante

Le caractère moteur ou résistant des surcharges (surfaciques et linéiques) est déterminé surcharge par surcharge, pour l'ensemble de la contribution du ou des segments de talus qui la composent. Cette évaluation est faite globalement et non composante par composante.



3.6. EFFET SISMIQUE

L'incidence d'un séisme est traité par la méthode "pseudo-statique". La gravité est affectée d'un coefficient d'accélération horizontal (Cah) et vertical (1 + Cav) de sens quelconque, dont les valeurs respectives sont données par l'opérateur (Cf. Figure 30). Pour les surfaces de ruptures polygonales traitées selon une méthode autre que la méthode du calcul à la rupture, seule la méthode des perturbations est adaptée. La méthode du calcul à la rupture n'impose elle aucune restriction particulière.

Figure 30 : Simulation d'un séisme par la méthode pseudo-statique

Remarques :

a) II est important de noter qu'en cours de séisme, situation de cisaillement rapide, les caractéristiques mécaniques et les conditions hydrauliques à prendre en compte sont particulières (se référer aux ouvrages spécialisés).

b) En cas de nappe extérieure, il n'est pas appliqué d'effet horizontal sur les masses d'eau situées à l'extérieur du talus de façon à ne pas induire de cisaillement parasite à la surface du talus (Cf. Figure 31). Cette disposition n'est pas "réglementaire" mais prend en compte des conditions de simulation plus raisonnables que l'application brutale de la méthode pseudo-statique. Nota : des surpressions hydrodynamiques peuvent également avoir à être considérées (se reporter aux ouvrages spécialisés pour leur estimation).

c) De même pour les surcharges, l'influence du séisme n'est considérée que par l'effet de sa composante verticale.

Surface de rupture

g : force de gravité cah : coefficient de l'accélération horizontale cav : coefficient de l'accélération verticale



Figure 31 : Cas d'une nappe extérieure soumise à séisme

Pas d'accélération horizontale dans cette zone



4. ETUDE THEORIQUE DE LA PRISE EN COMPTE DES RENFORCEMENTS

4.1. TYPES DE RENFORCEMENTS - CONSIDERATIONS GENERALES

TALREN a spécifiquement été conçu pour la prise en compte de renforcements. Les types de renforcements acceptés sont toutes les inclusions que l'on peut caractériser par un ou plusieurs des paramètres suivants :

• résistance à la traction. • résistance à la flexion. • résistance au cisaillement.

A ce titre peuvent être introduits (Figure 32) : • tirants ; • clous ; • pieux et micropieux ; • armatures de renforcement par bandes; • rideaux de soutènement (palplanches, parois moulées); • nappes de géotextiles.

Figure 32 : Renforcements admis par TALREN



Les renforcements sont pris en compte par leur action à l'intersection avec la surface de rupture, décomposée en (Figure 33) :

• effort axial Tn ; • effort de cisaillement Tc.

Figure 33 : Mode de prise en compte de l'effet d'un renforcement

Le point M d'intersection inclusion-surface de rupture étant un point de cisaillement maximal, le moment fléchissant y est nul. Certaines règles de diffusion de l'effet d'une inclusion au sein de la masse de sol renforcé sont introduites dans TALREN, en association avec les méthodes des tranches et la méthode des perturbations, et explicitées au chapitre 5.4. Hormis en ce qui concerne le critère de limitation (pour des raisons de sécurité) de l'effort normal sol-inclusion, la déformabilité des matériaux n'est pas prise en compte . De ce fait, le calcul ne rend pas compte, par exemple, de la concentration de contraintes observées sur des colonnes ballastées lors du chargement par un remblai, cas particulier qui doit être traité spécifiquement (cf. chapitre 5.3.5). Les efforts Tn et Tc pris en compte sont déduits de leurs valeurs à la rupture, affectées de coefficients de sécurité discutés au chapitre 5. Nous développons dans le présent chapitre la détermination des efforts "à la rupture".

4.2. CRITERES DE MOBILISATION DES INCLUSIONS "A LA RUPTURE"

Les efforts dans les inclusions, Tn et Tc, au droit de la surface de rupture, sont limités par les critères suivants :

• résistance propre de l'inclusion (traction, cisaillement, moment fléchissant) ; • résistance d'interaction sol-inclusion (effort normal et frottement latéral).

Le problème est exposé ici dans sa généralité pour une inclusion résistant à la fois en flexion et en traction. La limitation de l'une ou l'autre de ces propriétés se traduit par la position

a)

L* = inf(L1, L2)



particulière de la limite du domaine de stabilité correspondant sur le diagramme de synthèse des critères de rupture présenté plus loin. L'inclusion est supposée se comporter, au voisinage de la surface de rupture, comme une poutre sur appuis élastiques (Figure 33), dont la déformée est symétrique par rapport au point d'intersection M avec la surface de rupture. Sa résistance propre intervient par la combinaison traction-cisaillement en M et traction-flexion au point de moment maximum A. L'interaction sol-inclusion est limitée par la pression normale limite du sol au point M de déplacement relatif maximum, et par l'adhérence limite flim le long de la partie d'inclusion (La) située au-delà de la surface de rupture.

4.2.1. Résistance propre de l'inclusion

4.2.1.1. Au point M

L'effort tranchant est maximum (surface de rupture). L'inclusion est supposée caractérisée par sa contrainte limite en cisaillement selon un critère de Tresca. k=maxτ (39)

Compte tenu du niveau de schématisation du problème, il est admis à titre de simplification que la distribution des contraintes de cisaillement est uniforme dans la section droite de l'inclusion et que sa résistance au cisaillement pur vaut : Rc = k.S où S : surface de la section droite du matériau considéré comme constituant la partie active de l'inclusion (acier pour les clous, à l'exclusion du coulis, par exemple). De la même façon, la résistance à la traction est suppposée définie par (Tresca) :

)(.2 TrescaRR cn =

Pour simplifier l'écriture, elle est comptée positive. Le diagramme de Mohr présenté Figure 34 montre que, σ et τ étant les contraintes respectivement normale et de cisaillement (supposées uniformes), mobilisées dans la section droite, et r le rayon du cercle de Mohr, qui doit être inférieur à la contrainte limite de cisaillement k, il vient :

22

22

2kr ≤+=

στ

soit, par intégration sur la section S : ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=≤+

44

22

22 n

cn

cR

RT

T

En M, point de moment nul, le critère de stabilité de la barre s'exprime par :

12

2

2

2

≤+c

c

n

n

RT

RT

(40)

Le domaine de stabilité de la barre est délimité, dans le plan [Tn, Tc] par une ellipse de demi-axes Rn et Rc (= Rn/2), à l'intérieur de laquelle doit se trouver le vecteur T (Tn/ Tc).



Figure 34 : Domaine de stabilité de l'acier de l'inclusion au point de moment nul, M

4.2.1.2. Au point A

Le moment est maximum. L'inclusion travaille en flexion composée. Le moment de plastification totale de la barre, Mmax , dépend de la traction et de la nature de la barre (forme et matériau). A titre d'exemple, pour une barre en acier de section rectangulaire h.b (Figure 35), il vient à la plastification complète :

).(..2 21 hhbkTn −= et ).(. 22

211 hhbkM +=

avec : h = h1 + h2

k : contrainte limite en cisaillement de l'acier

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −

−==2

. 2110max

hhTMMM n

soit : 21max ....2 hhbkM =

ou : bk

ThbkM n

..82.. 22

max −=



Figure 35 : Plastification complète en flexion composée

En notant Mmax(0), le moment maximal admissible en flexion simple (Tn = 0), il vient :

2..)0(

2

maxhbkM =

ce qui, en introduisant Rn = 2.k.b.h, donne :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

2

maxmax 1).0(n

n

RT

MM (41)

Ce critère est utilisé en combinaison avec le critère d'interaction sol/barre, explicité ci-après, car le moment dans la barre en A dépend de l'effort tranchant Tc en M. Dans le cas d'une inclusion de forme quelconque, nous admettons que la relation Mmax(Tn) est de la même forme (équation (41)) où Mmax(0) est le moment de plastification de l'inclusion en flexion simple. La justification de cette hypothèse est donnée en annexe 4.

4.2.2. Interaction sol-inclusion

4.2.2.1. Critère de frottement latéral

L'arrachement d'une inclusion en traction mobilise un effort tel que : lim. fLT an ≤ (42)

où : flim : résistance à l'arrachement du scellement par unité de longueur d'inclusion, La : longueur utile au-delà de la surface de rupture (Cf. Figure 33b)

Ce critère se traduit par une droite verticale dans le diagramme [Tn, Tc] (Figure 36).

Figure 36 : Domaine de stabilité dû au frottement latéral sol-inclusion



4.2.2.2. Critère de réaction normale sol-inclusion

Lors du déplacement relatif de la masse en mouvement et de la masse stable, l'inclusion se déforme selon le schéma indiqué Figure 33 et la pression normale sol-inclusion est maximale au point M de déplacement maximum. On suppose que la loi de réaction normale est de type élasto-plastique exprimée selon les notations usuelles (Bourges et Frank 1979) (Figure 37): p = ks.y

ou yEyBkBpP ss .... === (43)

avec lpp ≤ (44)

B : diamètre sur lequel la réaction de sol est mobilisée pl : pression limite du sol

Figure 37 : Loi de comportement de l'inclusion soumise au cisaillement en M

L'équation d'équilibre des poutres sur appui élastique conduit à :

0.. 4

4

=+ yEdz

ydEI s (45)

où El est la rigidité à la flexion de l'inclusion (annexe 3.4).



La solution générale fait intervenir la longueur de référence (ou longueur de transfert) :

41

0.4

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

sEEIL

Le problème consiste à exprimer l'effort tranchant en M, noté Tc, en fonction de la pression normale sol-inclusion (pM) , au même point. La solution dépend à la fois de la longueur utile L* de l'inclusion (définie Figure 33a) et de sa résistance à la flexion en A. Eu égard à la longueur utile L*, 3 situations sont à considérer en théorie (Figure 33a) :

• L* est telle que :L* ≥ 3.L0 : l'inclusion est alors considérée comme infiniment longue. La solution analytique de (45) est simple.

• L* est telle que : L* ≤ L0 : l'inclusion est alors considérée comme infiniment rigide. La solution analytique de (45) est simple.

• L* est telle que : L0 ≤ L* ≤ 3.L0 : c'est une situation intermédiaire dont la solution analytique est complexe à traiter.

Compte tenu du degré de schématisation du problème, TALREN admet de réduire les situations à deux cas types :

• L* < 2.L0 (inclusion infiniment rigide) • L* ≥ 2.L0 (inclusion infiniment longue)

Les clous classiques se rapportent très généralement à la catégorie infiniment longue (L0 ≤ 1m), sauf au pied du parement où la surface de rupture rejoint celui-ci. Les solutions sont développées plus loin. Par ailleurs, il est admis, dans TALREN, de limiter le cisaillement Tc en M à l'apparition de la plastification du sol en ce point, exprimée par la pression limite pl au sens pressiométrique, soit : lM pp ≤ (47)

Nota : Ce critère est sévère car il pourrait être admis de laisser se développer la plasticité,

due à la contrainte normale, le long d'une certaine portion d'inclusion, de part et d'autre de la surface de rupture. Faute de pouvoir justifier à quelle longueur se limiter, c'est le critère le plus sévère, qui va donc dans le sens de la sécurité, qui a été retenu. Il correspond, qui plus est, à une limitation des déplacements relatifs le long de la surface de rupture.

Le mode de développement de Tc , donc sa valeur limite Tcl lors de la plastification du sol en M, dépend de l'ordre d'occurence des deux phénomènes : plastification du sol en M (critère Tcl1), plastification de l'inclusion au point A (critère Tcl2). (Figure 38)



Figure 38 : Développement du cisaillement, Tc (en M), en fonction du déplacement latéral y

en ce point, et de l'ordre d'apparition de la plasticité, en M (pression normale sol-inclusion) et en A (plastification de l'inclusion en flexion composée)

4.2.2.3. Solution du problème pour L* ≥ 2.L0

L'équation (46) a pour solution :

xeLE

Ty x

s

c cos....2

0

−= avec 0Lzx = (48)

avec z : distance du point courant au point M

xeLTM xc sin... 0

−= (49)

La pression normale est maximale au point M(z = 0) et vaut :

0.

.2)0(.

LBT

ykp csM == (50)

Le moment est maximal au point A, à la distance z = (π/4).L0, par rapport à la surface de rupture et vaut :

004 ..32,0...

22 LTLTeM ccA ≈=

−π (51)



a) Critère Tcl1 (Mmax ≥ 0,16.pl.B.L02)

Lors de la plastification en M, en l'absence de plastification de la barre, on a, d'après (47) et (50), le cisaillement limite dans l'inclusion, en ce point :

2.

. 01

LBpT lcl = (52)

Ce critère est représenté par une horizontale dans le diagramme (Tn, Tc) (Figure 39). L'accroissement de cisaillement au-delà de cette valeur, qui correspondrait à une extension de la zone plastique, n'est pas admis.

Figure 39 : Domaine de stabilité dû à l'interaction d'effort normal sol-inclusion en M sans

plastification de l'inclusion (critère Tcl1) b) Critère Tcl2 (Mmax < 0,16.pl.B.L0

2) Lorsque la plastification de l'inclusion intervient au point A, avant la plastification du sol au point M, le cisaillement en M vaut d'après (51) :

0

max

0

max4 1,3..2L

ML

MeTcp ≈=

π (53)

Le déplacement correspondant au point M vaut d'après (47) :

20

max2

0

max4

.2,6

...2.2

LEM

LEM

eyss

Mp ≈=π

(54)

C'est la comparaison de Tcp (53) et Tcl1 (52) qui indique le mode de comportement de l'inclusion et conduit à comparer Mmax à 0,16.pl.B.L0

2.



Figure 40 : Schéma de la rotule plastique pour les déplacements postérieurs à la

plastification en A

Au-delà de ce déplacement, le moment au point A est supposé constant (rotule plastique) et l'on considère le schéma représenté Figure 40, caractérisé par :

• Barre AM rigide; • Sol élasto-plastique; • Rotule plastique au point A; • Inclusion infiniment longue au-delà du point A.

Les équations d'équilibre du système permettent d'obtenir la relation entre le supplément d'effort tranchant ATC et le supplément de déplacement ∆yM, au-delà de la plastification de l'inclusion en A :

MsMsc yLEyLET ∆≈∆++

=∆ ...24,0...68.

16 00πππ

(55)

et l'on a : ccpcl TTT ∆+=2 et MMpM yyy ∆+= (56)

La plastification du sol apparaît en M lorsque :

lMsM pykp == . soit : s

lM E

Bpy

.= (57)

De (53), (54), (55), (56) et (57) il vient :

00

max2 ...24,0.62,1 LBp

LM

T lcl += (58)

En admettant l'approximation (41a) il vient :

02

2

0

0max2 ...24,01..62,1 LBp

RT

LM

T ln

ncl +⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= (59)

Ce critère est de type parabolique, à concavité tournée vers le bas dans le diagramme (Tn, Tc) (cf Figure 41). La séquence d'évolution de Tc(y) au point M est représentée Figure 42a.



Figure 41 : Domaine de stabilité de la barre en A et du sol tenant compte du moment

maximum de plastification de la barre et de la plastification d'interaction normale sol-inclusion en M (critère Tcl2)

Figure 42 : Loi de développement du cisaillement en M en fonction du déplacement latéral

en ce point, de la souplesse relative inclusion- sol et la "longueur libre" minimale de l'inclusion



4.2.2.4. Solution du problème pour L* < 2.L0

En cas d'inclusion infiniment rigide (déformations propres négligées), la solution de l'équilibre s'écrit :

Msc yLET ...41 *= (60)

*max ..

274 LTM c= (61)

d'où Ms yLEM ...271 2*

max =

Le point de moment maximum est à la distance L*/3 de la surface de rupture. a) Critère Tcl1 (Mmax ≥ pl.B.L*2/27) L'apparition de la plastification au point M est obtenue lorsque :

4

..*

1LBpT lcl = (62)

Cette valeur est inférieure à celle que donne (52) pour une inclusion infiniment longue. b) Critère Tcl2 (Mmax < pl.B.L*2/27) La plastification au point A (M = Mmax ) est obtenue lorsque:

2*max

..27

LEM

ys

Mp = et *max.75,6

LM

Tcp = (63)

Nota : pour L* = 2.L0, on a : 0

max.37,3L

MTcp =

A comparer à (53), l'écart est de 9 %. L'introduction d'une rotule plastique comme au chapitre 4.2.2.3 conduit à l'expression de la loi de développement du surcroît de cisaillement :

Ms yLET ∆=∆ ...10,0 * (64)

La plastification du sol au point M intervient lorsque :

Mps

lM y

EBp

y −=∆.

(65)

ce qui conduit à la valeur du cisaillement limite :

*2

2

*0max

2 ...10,01..05,4 LBpRT

LM

T ln

ncl +⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= (66)

Les deux solutions se raccordent à mieux que 25 %, pour L* = 2.L0. Le développement de Tc(y) au point M est donné Figure 42b ; le Tableau 1 résume ces solutions.



Longueur minimale disponible de part et d'autre de la surface de rupture

Résistance de

l'inclusion à la flexion(Mmax) Inclusion "longue"

L* > 2.L0 Inclusion "courte"

L* < 2.L0

FORTE 20max ...16,0 LBpM l>

2/.. 01 LBpT lcl =

27/.. 2*max LBpM l>

4/.. *1 LBpT lcl =

FAIBLE 20max ...16,0 LBpM l<

0max02 /.62,1...24,0 LMLBpT lcl +=

27/.. 2*max LBpM l<

*max

*2 /.05,4...10,0 LMLBpT lcl +=

Note : les valeurs de Mmax et pl ci-dessus représentent les valeurs imposées par l'utilisateur affectées des coefficients partiels de sécurité correspondants (voir tableau 3)

Tableau 1 : Cisaillement disponible dans une inclusion (Tcl1, Tcl2)

4.3. COMBINAISON DES CRITERES DE RUPTURE - APPLICATION DU PRINCIPE DE TRAVAIL MAXIMAL

La combinaison des critères de rupture relatifs aux inclusions conduit au domaine de stabilité illustré par la Figure 43a. Le vecteur T (Tn,Tc) doit se trouver à l'intérieur du domaine de stabilité "enveloppe interne" satisfaisant à l'ensemble des critères. La forme de "l'enveloppe interne" dépend naturellement de la position relative des différentes courbes. On peut faire les commentaires suivants :

• Le critère d'interaction de frottement latéral peut être situé dans une position quelconque par rapport à l'ellipse de stabilité interne de l'inclusion au point M. Plus la longueur d'adhérence, (La), au-delà de la surface de rupture et/ou la valeur de l'adhérence limite, (flim), sont faibles, plus Tnl est faible et limite l'ellipse.

• Le critère d'interaction sol-inclusion relatif à l'effort normal au point M (Tcl1 et Tcl2) est presque toujours inférieur à Rc dans le cas d'inclusions de soutènement, a fortiori pour des inclusions de clouage de pentes instables. C'est donc lui qui limite, le plus souvent, la contribution des inclusions.

Le domaine de stabilité à retenir a donc, en général, une forme telle que celle représentée Figure 43a. Pour définir en quel point de la frontière du domaine se situe le point représentatif (Tn, Tc), il est fait référence au principe du travail maximal dont on trouvera une présentation dans Mandel (Propriétés mécaniques des matériaux, 1978). En M, point d'intersection surface de rupture-inclusion, le déplacement relatif δ des deux parties d'inclusion, lors de la rupture de celle-ci, est supposé parallèle à la surface de rupture dans les méthodes des tranches et la méthode des perturbations (Figure 43b). Dans la méthode du calcul à la rupture, le vecteur vitesse est incliné à l'angle φ avec la frontière du bloc (mouvement rigidifiant, cf chapitre 2.2.1) : le bloc examiné tendant à "décoller" du reste du massif. Si T est l'effort mobilisé à la rupture et T* un effort quelconque, licite, c'est-à-dire situé à l'intérieur du domaine de stabilité, le principe du travail maximal implique que l'on ait :

0.* ≥⎟⎠⎞⎜

⎝⎛ − δTT (67)



Si l'on place dans un même système d'axes les valeurs δ( δn, δc) et T(Tn,Tc), l'application de ce principe conduit à prendre pour extrémité de T, le point de contact entre l'enveloppe du domaine de stabilité et la tangente perpendiculaire à la direction δ (Figure 43a).

Figure 43 : Domaine de stabilité résultant de l'ensemble des critères individuels de stabilité

Remarque 1 : dans le cas d'une surface de rupture circulaire (ou celui d'un bloc analysé par

la méthode du calcul à la rupture), on peut observer (Cf. Figure 43c) que le moment stabilisateur de l'inclusion est maximal par rapport au centre du cercle (ou du pôle commun aux arcs de spirale) lorsque la projection de l'effort T(Tn,Tc) est maximale sur la direction du déplacement δ, ce qui traduit de manière plus intuitive la règle plus générale présentée ci-dessus.

Remarque 2 : dans le cas du calcul à la rupture, l'application des règles précédentes revient à déterminer la contribution résistante maximale du renforcement dans le mécanisme de bloc. Le renforcement est ainsi traité de manière identique au sol en établissant une borne supérieure de la puissance résistante dans le mécanisme considéré. Le calcul à la rupture constitue donc le cadre formel commun à ces deux étapes.



Nota : Cette application du principe du travail maximal suppose que :

• les différents critères d'écoulement sont de type parfaitement plastique, c'est-à-dire que chaque composante Tn ou Tc en M, garde la valeur qu'elle présente lorsqu'elle atteint l'un des critères,ou éventuellement se décharge, en cas de poursuite du mouvement au delà de ce stade de chargement. Une telle hypothèse exclut la rupture fragile d'une quelconque composante du système.

• la direction de δ est déterminée par rapport à la position de l'inclusion au moment de la rupture. On se reportera au §5.3 pour les commentaires relatifs à la prise en compte des déformations avant rupture.

En pratique et lorsque le calcul est fait selon une méthode des tranches ou selon la méthode des perturbations, il apparaît que si θ est l'angle de l'inclusion avec la surface de rupture :

• pour θ faible (direction de l'inclusion voisine de celle de la surface de rupture), l'inclusion travaille essentiellement à la traction ;

• pour θ voisin de π/2 (inclusion perpendiculaire à la surface de rupture) l'inclusion travaille essentiellement au cisaillement;

• le domaine de stabilité étant généralement très aplati, la traction est très rapidement mobilisée à une valeur proche de la valeur maximale en traction pure dès que θ diffère un tant soit peu de π/2;

• l'introduction du cisaillement peut être pénalisante dans le cas de sols frottants puisqu'elle se fait au détriment de l'effort normal, qui contribue à l'augmentation de la résistance propre du sol (cf chapitre 5). A l'inverse, ne pas prendre en compte le cisaillement revient à ignorer un mécanisme possible de rupture de l'inclusion et du sol environnant.

L'introduction de la sécurité sur les inclusions est discutée au chapitre 6.



5. INTRODUCTION DES RENFORCEMENTS DANS TALREN

5.1. GENERALITES

Pour chaque tranche "concernée" par une inclusion , l'effet de celle-ci est prise en compte par l'introduction à la base de la tranche et dans son axe, des composantes (∆N) et (∆T) , respectivement normale et tangentielle à la surface de rupture, déduites des composantes Tn et Tc, mobilisées d'après le principe du travail maximal. Dans les méthodes des tranches ou des perturbations et dans un souci de meilleure prise en compte de l'effet des inclusions, TALREN permet de répartir l'effet de chacune d'entre elles sur une certaine plage de la surface de rupture (Figure 44); cette démarche permet d'atténuer les effets de transition entre sols de nature très contrastée. Dans la méthode du calcul à la rupture, aucune redistribution des efforts dus aux renforcements n'est mise en œuvre.

Figure 44 : Diffusion possible de l'effet d'une inclusion sur une certaine plage de la surface

de rupture

La démarche générale du programme comporte les étapes suivantes : • calcul du coefficient de sécurité du sol non renforcé : Γ0 ; • calcul des composantes ∆N et ∆T pour chaque renforcement, pondérées par Γqs,

Γacier, Γpl ; • détermination de la distribution des torseurs (∆Ni, ∆Ti) équivalents à (∆N, ∆T) ; • calcul du coefficient de sécurité du sol renforcé Γ.

5.2. REGLES DE SIMULATION DES DIVERS TYPES DE RENFORCEMENT

La simulation des divers types de renforcement se fait en adoptant les hypothèses du Tableau 2. Les paramètres mentionnés sont ceux qui sont réellement pris en compte par TALREN. La sécurité sur ces paramètres doit être introduite par l'opérateur lors de l'introduction des données (cf. chapitre 6).



Résistance propre des inclusions

Interaction sol-inclusions

Effort normal Effort de cisaillement

Adhérence Réaction normale

Rn Rc Tnl Tcl

Clous TG TG/2 Flim.La min(Tcl1,Tcl2)

Tirants TG 0 Tlim 0

Renforcements par bandes

Règles spécifiques

0 Règles spécifiques

0

Pieux-clous stab. Pente

0 Rc Voir 5.3.4

Colonnes ballastées

Homogénéisation du sol : voir 5.3.5

Tableau 2 - Paramètres pris en compte à la rupture

La signification des paramètres est la suivante : flim : adhérence limite sol-clou par unité de longueur de l'inclusion ; La : longueur d'adhérence (Cf. chapitre 4.2.2) ; TG : résistance limite à la traction (limite élastique pour les clous en acier) ; Tlim : résistance à l'arrachement du scellement (cf. règles TA 86 pour tirants précontraints) ; Rc : résistance au cisaillement de l'inclusion ; Tcl : inf(Tcl1, Tcl2) : critère d'écoulement de l'interaction normale sol-inclusion ; Règles spec. : règles concernant le type particulier d'armatures par bandes ou nappes prises en compte.

5.3. REGLES PARTICULIERES AUX DIVERS TYPES D'INCLUSION

On traite ici des règles propres à chaque inclusion. La règle de diffusion des efforts mise en œuvre avec les méthodes des tranches ou des perturbations, et commune à l'ensemble des inclusions, est exposée au chapitre 5.4.

5.3.1. Clous Seul l'acier est pris en compte pour la détermination de Rn, Rc et Mmax (intervenant dans Tcl2) L'interaction sol-clou (Tnl, Tcl) fait par contre intervenir le diamètre B du forage (clou scellé) ou le diamètre équivalent B du clou battu :

πcontactdePérimètreB =

La valeur de flim intervenant dans Tnl (tableau 2) est introduite sous l'une des deux formes : flim = valeur donnée (d'après expérience ou essais réels) flim = π.B.qs avec qs : adhérence limite par unité de surface (lue sur abaques Clouterre, TA86, Fascicule 62 selon l'applicabilité ou d'après essais réels).



En cas de sols hétérogènes, cette valeur est donnée individuellement pour chaque sol. La longueur prise en compte comme longueur d'adhérence (La), est la longueur de clou au-delà de la surface de rupture (Cf. Figure 45) et

∫= dlfLT anl .. lim (68)

Bien qu'aucune raison théorique ne le justifie, le travail des inclusions en compression n'est pas permis explicitement dans TALREN avec les méthodes des tranches ou des perturbations (cf l'introduction de l'angle critique θcr, ci-après). Le cadre formel rigoureux du calcul à la rupture a fait abandonner ce choix pour les analyses relatives à des blocs délimités par des arcs de spirales logarithmiques. Dans une analyse de ce type, on suppose que le domaine de stabilité de chaque clou est totalement symétrique par rapport à l'origine (Tn = 0, Tc = 0) et on lui applique strictement le critère de recherche de la contribution maximale résistante. Dans certains cas, la contribution résistante maximale est obtenue pour une sollicitation du clou en compression. Le critère d'interaction normale Tcl2 est déterminé en prenant comme longueur d'inclusion :

),min( 21* LLL = (Figure 33) pour le choix de la formule (59) ou (66).

A l'égard de ce critère TALREN, dans son état actuel, suppose que l'ensemble de l'inclusion est dans le sol supposé homogène, rencontré à son intersection avec la surface de rupture. Ceci peut induire des discontinuités de résultats en cas de sols très hétérogènes, pour deux surfaces de rupture voisines, l'une concernant un sol raide, l'autre un sol mou (Figure 45). Il peut être nécessaire, dans ce cas, de déterminer la valeur maximale de Tcl2 par un calcul préalable de poutre sur appui élastique en milieu stratifié et d'imposer le cisaillement maximal dans le calcul TALREN (chapitre 5.3.1.3).

Figure 45 : Discontinuité possible des résultats en cas d'hétérogénéités de sols marquées

(Tcl1, Tcl2) calculé pour inclusion noyée entièrement dans sol mou

(Tcl1, Tcl2) calculé pour inclusion noyée entièrement dans sol raide



5.3.1.1. Choix du couple (Tn, Tc)

Certains aménagements sont apportés à l'application stricte du principe du travail maximal, pour le choix du couple (Tn, Tc) et ceci pour tenir compte des observations suivantes : a) La rotation du clou au droit de la surface de rupture peut, en réalité, être importante

(Figure 46a). • pour une inclusion infiniment longue avec ou sans rotule plastique, de longueur de

transfert L0, elle vaut :

00 .

..5,1tan

..

LEBp

LEBp

s

lrot

s

l << θ (68a)

• pour une inclusion infiniment rigide, avec ou sans rotule plastique, de longueur L* < 2.L0, elle vaut :

** ..

.6,3tan..

.5,1LEBp

LEBp

s

lrot

s

l << θ (68b)

Figure 46 : Conséquence de la rotation induite par la déformation de l'inclusion, sur

l'application du principe du travail maximal



Si, par référence aux paramètres pressiométriques, pl et EM, on adopte la schématisation simple : Es ≈ 2.EM (EM = module pressiométrique) avec EM ≈ 10.pl soit Es ≈ 20.pl II vient :

00 .20.

.L

BLEBp

s

l ≈ (69)

ou :

** .20..

LB

LEBp

s

l ≈ (69a)

II se confirme ainsi que plus le clou est souple (L0 faible) ou court (L* faible), plus il se déforme avant plastification. Pour les clous de faible inertie (L0 faible), dans des sols de qualité moyenne (pl de l'ordre de 0,5 à 2 MPa), la rotation θrot de l'inclusion peut atteindre 2 à 3° avant plastification. Ainsi, l'angle θ "mobilisé" dans l'application du principe du travail maximal peut être plus faible que l'angle θ théorique correspondant à la position initiale de l'inclusion dans le sol.

b) La forme du domaine de stabilité est en général telle qu'un faible écart par rapport à θ = 90°, conduit à mobiliser la quasi totalité de la traction (Figure 46b, c et d). Cette situation se présente a priori systématiquement dès que θ ≤ π/2 et que l'inclusion est souple.

c) Le cas des inclusions susceptibles de travailler en compression (θinitial > π/2) est plus délicat (Figure 47). S'agissant, dans TALREN, de calculs "à la rupture", ne tenant pas compte explicitement du comportement du massif avant la rupture (hormis localement pour la définition des critères d'équilibre limite de pression normale sol-inclusion Tcl1 et Tcl2) il est admis avec les méthodes des tranches ou des perturbations que le déplacement avant rupture est susceptible de ramener θ mobilisé au voisinage de π/2 et de conduire à un mode de travail de l'inclusion au cisaillement pur (Cf. Figure 47b) faisant intervenir:

),,min( 21 clclcc TTRT = (70)



Figure 47 : Cas particulier du travail en compression ramené au cas du cisaillement pur

Figure 47b : Cisaillement imposé variable le long du clou



5.3.1.2. Règle pratique

La position du point P, dans le diagramme de stabilité (Tn, Tc) est extrêmement sensible à la valeur de l'angle θ. Cette sensibilité peut conduire à une prise en compte radicalement différente de l'inclusion, pour deux surfaces de rupture très voisines, alors que la déformation propre de l'inclusion a tendance à "uniformiser" le comportement vers la traction. Pour en tenir compte, TALREN fait référence à un angle critique θcr, défini par l'opérateur et conduisant aux règles exprimées Figure 48 à savoir : Travail en traction pure : crinitial θθ ≤ , soit 0=cT et ),min( nnln RTT = (71)

Travail en traction-cisaillement : crinitialcr θπθθ −≤≤ 2/ , soit 0≠cT et 0≠nT (71a)

définis par le point P, situé dans l'angle supérieur le plus à droite du domaine de stabilité (Figure 49) Travail en cisaillement pur : crinitial θπθ −≥ 2/ , soit ),,min( 21 clclcc TTRT = et 0=nT

(71b) La valeur de θcr est laissée au choix de l'opérateur. Comme elle traduit l'effet de la déformabilité de l'inclusion, elle est, a priori, d'autant plus réduite que celle-ci est plus rigide. A défaut de règle plus élaborée, il est conseillé d'adopter θcr ≤ 5° pour les inclusions classiques. Avec la méthode du calcul à la rupture, le choix d'un angle critique non nul n'est pas recommandé.

5.3.1.3. Options possibles

Pour autoriser la comparaison avec d'autres méthodes de calcul, TALREN offre certaines options laissées au choix de l'opérateur en lieu et place de la règle d'application du principe du travail maximal.

Ces options consistent à :

a) imposer le cisaillement Tc et déterminer une valeur d'effort normal : La valeur de Tc peut être imposée constante sur la longueur du clou ou être interpolée entre les valeurs données en 11 points équidistants entre la tête et l'extrémité du clou (Cf. Figure 47b). ),min( nnln RTT = (72)

Dans ce cas, Tn est calculée comme si le clou travaillait à la traction pure.

b) imposer une valeur de Tn nulle, travail en cisaillement pur 0=nT avec ),,min( 21 clclcc TTRT = (73)

Le cisaillement Tc n'est effectivement pris en compte que si la longueur du clou L* au-delà de la surface de rupture est supérieure à une valeur maximale imposée par l'opérateur. Cette option peut-être utile dans le cas des pieux-clous stabilisant une pente en milieu stratifié. Une option particulière permet d'introduire directement l'effet des renforcements sous forme de valeurs de ∆σ et ∆τ introduites aux points représentatifs de la surface de rupture. Cette option est destinée à intégrer, le cas échéant, le résultat d'un calcul par éléments finis (malgré les réserves formulées à l'égard d'une telle démarche).



Figure 48 : Règles pratiques de mobilisation de la traction et du cisaillement dans TALREN



Figure 49 : Choix de la position du point P(Tn/Tc) dans TALREN



5.3.2. Tirants Par souci de conformité aux recommandations TA 86, un tirant précontraint ne travaille qu'en traction pure (y compris avec la méthode du calcul à la rupture). La valeur limite de celle-ci est égale à : ),min( nnln RTT = (74)

où : Tnl résistance à l'arrachement, et Rn résistance à la traction pure de l'acier, sont données par l'opérateur. Deux options sont possibles :

• Tnl = tout ou rien : dans le même souci de conformité aux recommandations, un tirant n'est pris en considération dans l'équilibre que si son point d'ancrage fictif (PAF), supposé situé au milieu du scellement, est à l'extérieur de la surface de rupture (Figure 50). Cette règle introduit une discontinuité tout à fait artificielle entre deux surfaces de rupture voisines, selon que le PAF est à l'extérieur ou à l'intérieur.

• Tnl au prorata de la longueur utile de scellement (ls) (Figure 50b), avec : sceluscelnl llRT /).(= (74b)

où Rscel est la résistance à l'arrachement de la totalité du scellement.

Figure 50 : Situations considérées pour les tirants travaillant en tout ou rien sur le scellement

Figure 50b : Tirant travaillant au prorata de la longueur utile du scellement

(P.A.F. à l'extérieur) (P.A.F. à l'intérieur)

P.A.F. : point d'ancrage fictif



5.3.3. Renforcement par bandes En accord avec les recommandations spécifiques en vigueur, les armatures par bandes ne travaillent qu'en traction pure (y compris avec la méthode du calcul à la rupture). La résistance limite, Tnl sol-inclusion en traction, est déterminée grâce à la donnée des paramètres :

• largeur de l'inclusion : B ; • coefficient de frottement apparent sol-inclusion, (µ*), conforme aux règles spécifiques

à chaque type d'inclusion (Figure 51) en fonction de la contrainte verticale σv s'exerçant au niveau de l'inclusion.

II vient :

∫=al

vnl dlBT0

*....2 µσ (75)

Figure 51 : Critères relatifs aux armatures des renforcements par bandes

5.3.4. Pieux-clous Sous la dénomination pieux-clous, on regroupe les inclusions destinées à stabiliser des pentes instables (Figure 52) et travaillant essentiellement au cisaillement du fait qu'elles présentent une forte inertie à la flexion et sont orientées de telle façon que : θ > π/2 Avec les méthodes des tranches ou des perturbations, et conformément aux règles évoquées au chapitre 5.3.1, de telles inclusions sont prises en compte par : 0=nT avec ),,min( 21 clclcc TTRT = ou Tc = valeur imposée par l'opérateur (76)

Figure 52 : Cas de pieux-clous de stabilisation de pente

Coefficient de frottement apparent

120 kPa

Contrainte verticale

(kPa)



Avec la méthode du calcul à la rupture, la contribution de ces inclusions est obtenue par application stricte de la recherche de la contribution maximale résistante.

5.3.5. Colonnes ballastées Le cas des colonnes ballastées relève d'un mode de traitement particulier car la déformabilité de ce type d'inclusion conduit à un mode de répartition des contraintes entre sol renforcé et inclusions dont ne rend pas compte le calcul à la rupture. Plutôt que d'introduire chaque colonne comme une inclusion, le sol est "homogénéisé" (ceq, φeq) selon la règle :

colsoleq

colsoleq

mm

cacac

φφφ tan.tan).1(tan

.).1(

+−=

+−= (77)

m : coefficient de report de charge a : rapport de la surface de la colonne (Acol) à la maille élémentaire du traitement

(Asol + Acol)

solcol

col

AAA

a+

=

Le coefficient m dépend du paramètre et du facteur n de concentration des contraintes sur les colonnes (Figure 53), lié à la déformabilité relative sol-colonnes. On adopte souvent la règle simple :

)1.(1

.−+

=nanam (78)

avec sol

col

EE

n =

avec : Ecol : module de déformation des colonnes Esol : module de déformation du sol Toutefois, dans le cas de sols de faible module, ce rapport n peut atteindre des valeurs élevées (> 10), alors que l’expérience montre que, sur les ouvrages, il est plutôt de l’ordre de 4 à 6 à long terme. Le choix des valeurs de n doit donc résulter de l’expérience de l’utilisateur et reste sous sa responsabilité.

Figure 53 : Cas des colonnes ballastées



5.4. DIFFUSION DE L'EFFET DES INCLUSIONS

Dans les méthodes des tranches et des perturbations, et afin de "lisser" l'incidence éventuelle de l'hétérogénéité du sol dans la prise en compte des efforts induits par les inclusions, il est possible, dans TALREN, de diffuser l'effet de chacune d'entre elles selon les règles suivantes (Figure 54).

Figure 54 : Diffusion de l'effet d'une inclusion

A chaque inclusion, sont attachés une "base de diffusion" de largeur LB au niveau de sa tête (parement du talus) et un angle de diffusion αD définissant l'ouverture de la zone dans laquelle va être diffusé l'effet de l'inclusion. Les composantes Tn, Tc des efforts subis par l'inclusion sont répartis en [Tni,Tci] sur chaque segment de discrétisation de la surface de rupture concerné par la zone de diffusion, selon la règle : nini TT .ρ= et cici TT .ρ= (79)

Tni et Tci sont des composantes sur des axes parallèles à ceux de Tn et Tc.



La valeur de ρi est déterminée par une règle simple :

∑ ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

=

i i

ii

i

ii

i

wMBA

wMBA

''

''

ρ (80)

A'i et B'i sont les projections des Ai et Bi définies Figure 54. Cette règle revient à admettre que ρi est approximativement proportionnel à l'angle αwi, selon lequel est vu le segment AiBi depuis le sommet de la zone de diffusion. Si l'angle αD est nul, alors :

∑

=

iii

iii BA

BA''

''ρ (80')

Nota : Cette règle satisfait à l'équivalence des composantes :

cci

nni

TTTT

=Σ=Σ

mais ne satisfait pas à l'équivalence des moments. Pour chaque segment i de la courbe de rupture, la sommation est faite des Tni, Tci, induits par l'ensemble des inclusions. Certaines règles correctives permettent de tenir compte des conditions géométriques particulières entre segments de la surface de rupture, du talus et de la zone de diffusion d'une inclusion donnée. Il est, naturellement, toujours possible de se restreindre à une zone de diffusion nulle en adoptant LB = 0 et αD = 0. L'effort résultant [Tni, Tci] sur un segment a pour composantes dans le repère défini par la normale au segment considéré :

)sin(.)cos(.)cos(.)sin(.

βαβαβαβα

+++=∆+−+=∆

iciinii

iciinii

TTTTTN

(81)

(αi et β étant comptés positifs selon les conventions de la Figure 54). Les restrictions mentionnées ne s'appliquent pas à la méthode du calcul à la rupture où aucune redistribution des contributions des renforcements n'est mise en œuvre.



5.5. SIMULATION DES SURCHARGES PAR INCLUSIONS FICTIVES

Avec les méthodes des tranches et des perturbations, une surcharge Q (Cf. Figure 55) peut se simuler à l'aide d'un tirant fictif auquel on affectera une résistance de scellement très grande et une résistance propre à la traction :

QRn = +∞=nlT (82)

L'ouverture de la zone de diffusion est laissée à l'appréciation de l'opérateur en conservant à l'esprit que le modèle est bidimensionnel et que certaines corrections sont à prévoir lorsque la surcharge à simuler est ponctuelle.

Figure 55 : Modélisation d'une surcharge par une inclusion fictive équivalente

5.6. INTRODUCTION DES RENFORCEMENTS DANS LES EQUATIONS DONNANT Γ

5.6.1. Méthodes de Fellenius et Bishop Les valeurs de ∆Ni et ∆Ti sont introduites dans les formules de Fellenius et Bishop sous la forme :

( )∑

∑

=

=

∆−Γ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ∆+

=Γ n

iiis

n

i i

iii

TT

NT

13

1max

.

tan.

φ

φ

(83)

Remarque importante concernant la méthode de Bishop Dans le cas de la méthode de Bishop, Timax fait intervenir le coefficient Γ.ΓS3 dans l'expression m(α) (équation (15)).

Tirant fictif équivalent



En l'absence de renforcement, il n'y a pas d'ambiguïté sur la signification de Γ tel qu'il est calculé par (14) ou (17). On montre aisément que, dans ce cas, il y a raccordement strict entre la méthode de Bishop et la méthode du "coin", lorsque la surface de rupture considérée est plane (cas du cercle de rayon infini). Appelons, pour la commodité de l'exposé, cette valeur du coefficient de sécurité Γsol (c'est à dire non renforcé). Lorsque des renforcements sont introduits dans un problème, il est naturel de chercher à conserver le raccordement des deux méthodes (Bishop et coin). L'équation correspondant à cette dernière est commentée plus loin (equ. 90). Pour ce faire, on montre qu'il est nécessaire de conserver dans m(α) la valeur de Γsol calculée pour l'équilibre du talus non renforcé, faute de quoi on obtiendrait systématiquement

renforcécoinrenforcéBishopBisR Γ>Γ=Γ

Compte tenu de cette remarque, l'équation (83) s'écrit alors :

( )

( )∑

∑

=

=

∆−ΓΓ

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

Γ∆+

ΓΓΓ+

Γ−Γ+

Γ

=Γ n

iiiiiiss

n

i i

ii

i

i

issolBish

ii

i

iiiis

ci

i

BisR

Tbh

Nb

uhc

113

1

3

1

sin.....

tan.

cos.

..tan.tan

1

tan...

αγ

φαφα

φγ

φ

φ

φ

dans laquelle FBish sol est calculé préalablement par (17). Nota : Dans le cas d'une courbe intrinsèque non linéaire, une itération est faite pour la détermination de (Cf. §3.4.2) :

( ) ***max 'tan.

cos.''tan. iii

i

iiiii NN

bcNT φ

αφ ∆++=∆+

5.6.2. Méthode des perturbations Pour la méthode des perturbations, compte tenu des conventions de signes adoptées, l'introduction des renforcements se fait en introduisant les efforts supplémentaires dus aux renforcements ∆Ni et ∆Ti et en remplaçant σ par σ + ∆σrenf dans les équations (19) à (21), avec :

i

iirenf L

Nx

∆+=∆ )(σ (84)

où Li est la longueur de base de la tranche i (rappel : ∆Ni est compté positivement quand il correspond à une traction de l'inclusion) Les seuls paramètres dont l'expression change dans le jeu des paramètres calculés pour le sol seul dans l'équation (25), sont H5, V5, O5 qui deviennent :

( )( )( ) ( ) iiiiiiiiiisolrenf

iiiisolrenf

iiiisolrenf

yTNxTNOO

TNVV

TNHH

.cos.sin..sin.cos.

sin.cos.

cos.sin.

55

55

55

∑ ∑∑∑

∆+∆+∆−∆−=

∆−∆−=

∆+∆−=

αααα

αα

αα

(85)

xi et yi sont les coordonnées du point de la surface de rupture auquel sont affectés les ∆Ni et ∆Ti



Dans tous les paramètres faisant intervenir σFel, la valeur de cette expression est remplacée par : renfsolFelFelR σσσ ∆+= où σFel sol est donné par (9). (86)

5.6.3. Méthode du calcul à la rupture La contribution des renforcements est intégrée au bilan des moments moteurs M+ et résistants M- qui servent à calculer le coefficient de rupture F. Les contributions des clous sont toujours considérées résistantes dans le mécanisme étudié. Les contributions des autres renforcements (tirants, butons, bandes) sont toujours celles associées au développement d'un effort de traction. Les contributions de ces éléments peuvent être résistantes ou motrices selon la configuration de la frontière du bloc (mouvement rigidifiant, cf chapitre 2.2.1). Cette attribution est toujours faite élément par élément, pour chacune des familles de renforcement concernées.



6. PRISE EN COMPTE DE LA SECURITE

6.1. PRINCIPE DE LA METHODE SEMI-PROBABILISTE (CALCUL AUX E.L.U.)

Pour résumer l'usage actuel, la sécurité est introduite de manière générale de la façon suivante (tableau 3).

Paramètres réduits Observations

• Coefficient de surdimensionnement Γ

• Coefficient de méthode Γs3

• Sols γ* = γ. Γs1 c* = c/Γc tanφ* = tanφ/Γφ Pl

* = pl/Γpl (= pf)

• Adhérence qs* = qs/Γqs

• Surcharges (surfaciques, linéaires et moments additionnels)

Q* = Q. ΓQ

• Inclusions : RN = TG/ΓmR RC = RN/2 M*

max = Mmax/ΓmR

avec : ΓmR = Γaclo ou Γatir ou Γabu ou ΓaTA

Γ calculé par TALREN et devant être ≥ 1 pour l'équilibre

Γs3 imposé par l'opérateur

Γs1 imposé par l'opérateur pour chaque sol Γc imposé par l'opérateur pour chaque sol Γφ imposé par l'opérateur pour chaque sol Γpl imposé par l'opérateur pour chaque sol

Γqs imposé par l'opérateur pour les clous, tirants, ou bandes de renforcement

ΓQ imposé par l'opérateur pour chaque surcharge

TG limite élastique en traction pure ou compression

ΓmR imposé par l'opérateur pour chaque type de renforcement (clou, tirant, buton, bande de renforcement)

Mmax moment maximal dans l'inclusion

Tableau 3 : Coefficients partiels de sécurité dans TALREN

La méthode semi-probabiliste correspond aux principes appliqués dans les recommandations Clouterre, dans les Normes Françaises ou dans l' Eurocode 7, mais chacun de ces documents préconise des valeurs différentes pour les coefficients partiels de sécurité et pondération. Les chapitres suivants fournissent quelques extraits de différents documents de références (recommandations et normes). Le Tableau 12 du chapitre 6.7 récapitule les différents jeux de coefficients partiels de sécurité/pondération prédéfinis dans le logiciel Talren 4, et les complète par quelques suggestions, pour les tirants dans le cas de Clouterre 1991 par exemple, qui n'ont cependant pas de valeur normative.



6.2. APPLICATION DES RECOMMANDATIONS CLOUTERRE

Le Tableau 4 donne les valeurs des coefficients de sécurité sur les actions proposées par les recommandations Clouterre 1991. Dans le cas de surcharges Q comprenant des surcharges permanentes et des surcharges variables, il sera nécessaire de faire une composition du coefficient de pondération ΓQ. Exemple : un bâtiment industriel apporte sur le sol une surcharge totale déstabilisatrice Qt = 500 kPa se décomposant en une surcharge permanente Qperm = 200 kPa et une surcharge variable Qvar = 300 kPa. On retiendra le coefficient de pondération ΓQ égal à :

28,1.33,1.2,1 var =

+=Γ

t

permQ Q

QQ

Coefficients pondérateurs des actions

Nature des actions Notation TALREN

Combinaison fondamentale

Combinaison accidentelle

1) Permanentes Sur G (déstab.) Sur G (stab.) Sur Q (déstab.) Sur Q (stab.)

Γs1

Γ's1

1,05 0,95 1,2

0,90

1 1 1 1

2) Variables Sur Q (déstab.)

ΓQ

1,33

1

3) Accidentelles Sur Q (déstab.)

ΓQ

-

1

Sur la méthode Γs3 1,125 1

Tableau 4 : Coefficients pondérateurs des actions, Clouterre 1991



Le Tableau 5 donne les valeurs des coefficients de sécurité partiels appliqués aux valeurs caractéristiques des matériaux, proposées par les "Recommandations Clouterre 1991".

Coefficients de sécurité partiels



Caractéristiques Notation TALREN

Ouvrage courant

Ouvrage sensible

Ouvrage courant

Ouvrage sensible

1) Les sols Frottement (tanφ') Cohésion effective c' Coh. Non drainée cu

Γφ

Γc'

Γcu

1,2 1,5 1,3

1,3

1,65 1,4

1,1 1,4 1,2

1,2 1,5 1,3

2) Les renforcements Acier clous (σe)

Γaclou

1,15

1,15

1,0

1,0

3) Interaction sol/renforcement

Clous qs • qs tiré d'abaques • qs tiré d'essais

Pression limite pl

Γqscl ab Γqscl es

Γpl

1,8 1,4 1,9

1,9 1,5 2,0

1,6 1,3 1,0

1,7 1,4 1,1

Tableau 5 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Clouterre 1991



6.3. APPLICATION DES NORMES FRANCAISES

6.3.1. Norme française XP P 94-240 : Soutènement et talus en sol en place renforcé par des clous

Les tableaux ci-dessous constituent un extrait de la norme. Il est toutefois nécessaire de se référer directement à la norme pour des informations complètes : celle-ci comporte des commentaires et remarques complémentaires, ainsi que la définition des catégories d'ouvrages 1, 2a et 2b.





Poids propre du sol Déstabilisateur Stabilisateur

Autres actions permanentes

Déstabilisatrices Stabilisatrices

Γs1

Γ's1

1,05 0,95 1,2

1,2

0,90

1 1 1

1 1

Actions variables Q

ΓQ

1,33

1

Accidentelles FA

ΓQ

-

1

Action de tirants FT stabilisatrice FT déstabilisatrice Avec FT : tension de blocage

0,9 1,2

1 1

Sur la méthode Γs3 1 1

Tableau 6 : Coefficients pondérateurs des actions, Norme XP P 94-240







1-2a 2b 1-2a 2b

Les sols Frottement (tanφ') Cohésion effective c' Coh. Non drainée cu

Γφ

Γc'

Γcu

1,35 1,7

1,45

1,45 1,85 1,6

1,1 1,4 1,2

1,2 1,5 1,3

Acier passif Limite élastique σe

1,15

1,15

1,0

1,0

Interaction sol/clou • qs tiré d'abaques

(ouvrages de catégorie 1 uniquement)

• qs tiré d'essais Pression limite pl

Γqscl ab

Γqscl es Γpl

1,8

1,4 1,9

1,5 2,0

1,6

1,3 1,0

1,4 1,1

Tableau 7 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Norme XP P 94-240



6.3.2. Norme française XP P 94-220-0 : Ouvrages en sols rapportés renforcés par armatures ou nappes peu extensibles et souples

Les tableaux ci-dessous constituent un extrait de la norme. Il est toutefois nécessaire de se référer directement à la norme pour des informations complètes : celle-ci comporte des commentaires et remarques complémentaires, ainsi que la définition des catégories d'ouvrages courants et sensibles.





Poids propre du sol Déstabilisateur Stabilisateur

Γs1

Γ's1

1,05 0,95

1 1

Surcharges Q

ΓQ

1,33

0

Sur la méthode Γs3 1,125 1

Tableau 8 : Coefficients pondérateurs des actions, Norme XP P 94-220-0





Ouvrage courant

Ouvrage sensible

Ouvrage courant

Ouvrage sensible

Les sols Frottement (tanφ') du remblai armé Frottement (tanφ') Cohésion effective c' Cohésion non drainée cu

Γφ

Γφ

Γc'

Γcu

1

1,2 1,5 1,3

1

1,3 1,65 1,4

1

1,1 1,4 1,2

1

1,2 1,5 1,3

Résistance à la traction du lit de renforcement en section courante

Γaba 1,5 1,65 1,5 1,65

Résistance due à l'interaction sol/lit de renforcement

Γqsba

1,2

1,3

1,2

1,3

Tableau 9 : Coefficients de sécurité sur les résistances, Norme XP P 94-220-0



6.4. APPLICATION DE L'EUROCODE 7

Le document d'application nationale n'étant pas rédigé à ce jour, nous n'avons pas inclus de jeux de coefficients partiels correspondant à l'Eurocode 7 dans TALREN 4. Toutefois, l'utilisateur peut bien sûr créer ses propres jeux de coefficients, pour définir par exemple un jeu de coefficients compatible avec les recommandations de l'EC7.

6.5. CALCUL DE TYPE TRADITIONNEL

6.5.1. Comparaison de la méthode semi-probabiliste (ELU) au calcul traditionnel Formulation traditionnelle du coefficient de sécurité global selon Fellenius (87) :

( ) ∑∑

∑

+∆−

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∆+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−+

=

=

=

RM

Tbh

Nb

dxdU

uhc

Fext

n

iiiiii

n

iii

i

iiii

i

iiiiii

Fel

1

1

2

sin...

tan.cos

.tan.cos.sin.cos..

αγ

φα

φαααγ

(87) Formulation aux E.L.U. selon Fellenius (88) :

( ) ⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡+∆−ΓΓ

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

Γ∆+

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

Γ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+−Γ+

Γ=

∑∑

∑

=

=

RM

Tbh

Nb

dxdU

uhc

Fext

n

iiiiiiss

n

i i

ii

i

i

i

iii

i

iiiiis

ci

i

Fel

113

1

21

sin.....

tan.

cos.

tan.cos.sin.cos...

αγ

φα

φαααγ

φφ

(88) Formulation traditionnelle du coefficient de sécurité global selon Bishop (89) :

( )

( ) ∑∑

∑

+∆−

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

∆++

−+

=

=

=

RM

Tbh

Nb

F

uhc

Fext

n

iiiiii

n

iii

i

i

solBish

ii

iiiii

Bish

1

1

sin...

tan.cos

.tan.tan

1

tan..

αγ

φαφα

φγ

(89)

Formulation aux E.L.U. selon Bishop (90) :

( )

( ) ⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+∆−ΓΓ

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

Γ∆+

ΓΓΓ+

Γ−Γ+

Γ

=

∑∑

∑

=

=

RM

Tbh

Nb

uhc

Fext

n

iiiiiiss

n

i i

ii

i

i

issolBish

ii

i

iiiis

ci

i

Bish

113

1

3

1

sin.....

tan.

cos.

..tan.tan

1

tan...

αγ

φαφα

φγ

φ

φ

φ

(90)



avec pour le calcul traditionnel :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=∆∆

qs

s

pl

l

Rii F

qFp

FTRTetN ,,

avec pour le calcul E.L.U.

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

ΓΓΓ=∆∆

qs

s

pl

l

mRii

qpTRTetN ,,

Pour étendre ces formulations aux surcharges, ce qui n’a pas été fait ici car cela aurait alourdi les formulations, il suffit de remplacer :

• Pour les surcharges surfaciques : dans (87) et (89) γi.hi par γi.hi + qi dans (88) et (90) Γs1.γi.hi par Γs1.γi.hi + ΓQ.qi

• Pour les surcharges linéaires : dans (87) et (89) ∆Ni et ∆Ti ∆Νi + ∆NQi et ∆Ti + ∆TQi dans (88) et (90) ∆Ni et ∆Ti ∆Νi + ΓQ.∆NQi et ∆Ti + ΓQ.∆TQi

• Pour les moments additionnels : dans (87) et (89) ΣMext/R (ΣMext+ ΣMadd)/R dans (88) et (90) ΣMext/R (ΣMext+ ΓQ.ΣMadd)/R



En ramenant Γ, ΓFel, ΓBish à droite des égalités, en divisant (88) et (90) de part et d'autre de la fraction par Γs3.Γs1, et en comparant (87) avec (88) et (89) on obtient, à poids volumique des sols égal, les correspondances schématiques suivantes :

Correspondances schématiques de facteurs de sécurité

Global Calcul aux ELU

Pour les caractéristiques de cisaillement des sols

Frottement interne φ Cohésion c' ou cu

Fglob

Fglob

Γ.Γs3.Γφ

Γ.Γs3. Γc. Γs1

Pour les surcharges Surcharges Q

1

ΓQ /Γs1

Pour les renforcements acier ou béton Surcharges σe ou fcj

FR

ΓmR. Γs1

Pour l'interaction sol/renforcement Pression limite pl Frottement qs

Fpl Fqs

Γpl. Γs1

Γqs. Γs1

(Fglob = FFel ou FBish) Nota : cette correspondance est approximative en présence d'une nappe (dont les effets ne sont pas pondérés dans le calcul ELU)

Tableau 10 : Facteurs de sécurité pour comparer le calcul traditionnel (facteur de sécurité globale) et le calcul aux E.L.U. (facteurs de sécurité partiels)

Cette étude comparative peut être étendue à la méthode des perturbations pour laquelle on retrouve les mêmes correspondances entre les coefficients de sécurité.



6.5.2. Calcul de type traditionnel avec la version de calcul aux ELU A partir du Tableau 10, on peut établir la liste des coefficients de pondération des actions et de sécurité partiels sur les résistances à prendre en compte dans la version de TALREN de calcul aux ELU pour établir un calcul de type traditionnel (facteur de sécurité globale), à savoir :

Coefficients

1) Pour les sols Frottement interne tanφ' Cohésion c' ou cu Poids volumique γ

Γφ = 1 Γc = 1

Γs1 = 1

2) Pour les surcharges Surcharges Q

ΓQ = 1

3) Pour les renforcements Acier ou béton σe ou fcj

ΓmR ≠ 1

4) Pour l'interaction sol/renforcement Pression limite pl Frottement qs

Γpl ≠ 1 Γqs ≠ 1

Tableau 11 : Coefficients à prendre en compte dans TALREN pour revenir à un calcul de type traditionnel avec la version de calcul aux ELU

Avec : σe : contrainte à la limite élastique de l'acier fcj : contrainte limite dans le béton Il est nécessaire pour définir ΓmR de considérer l'ensemble des facteurs pouvant limiter les résistances mécaniques des renforcements (par exemple la condition de non-flambement pour des butons). On recherchera alors un coefficient Γmin (coefficient minimal sur l'ensemble des surfaces de rupture calculées) égal à Fglob (sécurité globale recherchée sur tanφ et c dans la méthode traditionnelle). On pourra ainsi prendre Γφ et Γc égaux à Fglob, et rechercher Γmin = 1.



6.6. CAS PARTICULIERS DE CERTAINS TYPES D'OUVRAGES

6.6.1. Ouvrage avec des renforcements par nappes La méthode de calcul spécifique de la stabilité interne des ouvrages renforcés par bandes comme ceux en Terre Armée est très différente des calculs de stabilité par la méthode des tranches, ce qui conduit à un coefficient de surdimensionnement Γ relativement faible en appliquant les coefficients des recommandations CLOUTERRE (exemple : dans le cas d'un ouvrage courant de 10 m de hauteur, on obtient Γ ≈ 0,8). Par conséquent, on pourra décomposer l'étude de stabilité de tels ouvrages en deux vérifications, à savoir :

• La stabilité interne dont la méthode de vérification est donnée dans les recommandations spécifiques aux ouvrages concernés ;

• La stabilité externe pour des surfaces de rupture passant sous le pied du parement de l'ouvrage.

6.6.2. Autres renforcements Pour les autres types de renforcements (micropieux, pieux, parois, barrettes, palplanches, butons, …), il n'existe pas de réglementation ni de recommandation pour les calculs de stabilité suivant les méthodes d'équilibre limite. Les documents qui existent (D.T.U., règles SETRA, etc) ne font pas référence à ce type de calcul. Il est par conséquent difficile de donner des valeurs de coefficients de sécurité partiels. Il nous semble souhaitable d'établir des corrélations avec les documents en vigueur pour d'autres applications. Exemple : dans le cas d'un micropieu travaillant en compression, les charges

admissibles sont calculées à partir de la valeur du frottement latéral limite affectée d'un coefficient Fqs (variables suivant les documents en vigueur et le type d'ouvrage). En appliquant les pondérations des actions données dans les "Recommandations CLOUTERRE 1991" ou la norme XP P 94-240, il semble logique de prendre une valeur Γqs = Fqs / Γs1.

6.6.3. Ouvrage renforcé surmonté d'un talus important Dans le cas d'ouvrages de soutènement surmontés d'un talus présentant une forte pente de valeur proche de l'angle de frottement interne du sol, notamment dans le cas de travaux sur versant, la stabilité pour les grandes surfaces de glissement ne peut généralement pas être beaucoup améliorée par la seule présence de l'ouvrage renforcé, de taille modeste au regard de l'ensemble. Une première approche pour l'analyse de stabilité de ces ouvrages, consiste à rechercher les sécurités aux glissements conventionnellement retenues en limitant l'émergence amont et aval des surfaces de rupture à 3H, H correspondant à la valeur maximale entre la hauteur de l'ouvrage et la hauteur de terrassement au droit de l'ouvrage à considérer. TALREN, avec la différenciation par sol des coefficients de sécurité sur les caractéristiques intrinsèques, permet une autre approche (cf norme NF P 94-220 - §9.3.3 : cas des ouvrages sur versants) qui consiste à appliquer les coefficients de sécurité usuels à l'intérieur de la zone renforcée et ceux caractérisant l'état de stabilité naturelle de la pente avant travaux dans l'environnement de l'ouvrage. Cette approche revient à dimensionner l'ouvrage pour sa propre stabilité en s'assurant que celle en grand n'est pas affectée par cet ouvrage. Voir aussi le chapitre 6.3.2 du présent document.



6.7. TABLEAU RECAPITULATIF DES COEFFICIENTS PARTIELS DE SECURITE SUR LES ACTIONS / PONDERATION SUR LES MATERIAUX

Tableau 12 : Tableau récapitulatif des coefficients de sécurité partiels



7. COMPATIBILITE DES OPTIONS AVEC LES METHODES DE CALCUL

Nous donnons dans les 3 tableaux qui suivent les compatibilités entre données et méthodes de calcul pour les surfaces de rupture circulaires (Tableau 13), quelconques (Tableau 14) et spirales logarithmiques (Tableau 15). Méthodes de calcul

Option Types de données Fellenius Bishop Perturbations

Hydraulique Pressions interstitielles * * Nappe extérieure * * Sol Courbe intrinsèque linéaire Courbe intrinsèque non-linéaire Anisotropie de cohésion Sismique Accélérations sismiques Surcharges Réparties verticales Réparties avec inclinaison Linéaires sans diffusion Linéaires avec diffusion Moments additionnels Renforcements Clouage Tirants Bandes Butons

: Méthode compatible avec l'option : Méthode incompatible avec l'option * : Méthode incompatible avec l'option quand l'extension verticale d'une surface de rupture circulaire

ou une partie verticale d'une surface de rupture non-circulaire coupe la nappe phréatique.

Tableau 13 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul Cas des surfaces de rupture circulaires



Méthodes de calcul

Option Types de données Fellenius Bishop Perturbations

Hydraulique Pressions interstitielles * * Nappe extérieure Sol Courbe intrinsèque linéaire Courbe intrinsèque non-linéaire Anisotropie de cohésion Sismique Accélérations sismiques Surcharges Réparties verticales Réparties avec inclinaison Linéaires sans diffusion Linéaires avec diffusion Moments additionnels Renforcements Clouage Tirants Bandes Butons

: Méthode compatible avec l'option : Méthode incompatible avec l'option * : Méthode incompatible avec l'option quand l'extension verticale d'une surface de rupture circulaire

ou une partie verticale d'une surface de rupture non-circulaire coupe la nappe phréatique.

Tableau 14 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul Cas des surfaces de rupture quelconques

Nota : dans le cas de surfaces de rupture « quelconques » tout-à-fait planes, il n’est pas possible d’utiliser la méthode de calcul des perturbations (le système d’équations n'a pas de solution). Dans ce cas, il est préférable d' utiliser la méthode du calcul à la rupture avec un angle au centre des spirales très faible (0,001°).



Méthodes de calcul

Option Types de données Calcul à la rupture

Hydraulique Pressions interstitielles Nappe extérieure Sol Courbe intrinsèque linéaire Courbe intrinsèque non-linéaire Anisotropie de cohésion Sismique Accélérations sismiques Surcharges Réparties verticales Réparties avec inclinaison Linéaires sans diffusion Linéaires avec diffusion (sans objet) Moments additionnels Renforcements Clouage Tirants Bandes Butons

: Méthode compatible avec l'option : Méthode incompatible avec l'option

Tableau 15 : Compatibilités entre les données et les méthodes de calcul Cas des spirales logarithmiques



ANNEXES

ANNEXE 1 : PARAMETRES MIS EN JEU DANS L'INTERACTION NORMALE SOL/INCLUSION

A1.1 LOI DE REACTION

La loi de réaction normale sol-inclusion s'écrit : 0... 4

4

=+ Bykdz

ydEI s

Avec les notations de la Figure 56 extraite de Bourges et Frank (1979), dans laquelle ks est le module de réaction normale défini par : p = ks.y La solution générale de l'équation, en sol homogène (ks = constante) s'écrit :

)sin.cos..()sin.cos..( 2121 xbxbexaxaey xx +++= − où : x : z/L0

L0 : 41

)/.4( sEEI (longueur de transfert)

Es : ks.B (module de réaction par unité de longueur d'inclusion) EI : rigidité de l'inclusion à la flexion Pour une inclusion "infiniment longue" (L > 3.L0) soumise à un moment nul en tête (symétrie de chargement de part et d'autre de la surface de rupture), la solution est :

xeLE

Ty x

s

cos....2

0

0 −= et xeLTM x sin... 00−−=

dont les valeurs au point origine, x = 0, sont : 0

00 .

.2LE

Ty

s

= , M0 = 0 et 0

00 .

.2LBT

p =

Pour une inclusion infiniment rigide (L<L0), il vient : )2/31.(0 xyy −= , avec

x = z/L )./(.4 00 LETy s= )./(.4 00 LBTp =

Figure 56 : Conventions d'écriture pour la loi d'interaction normale sol-inclusion



A1.2 MODULE DE REACTION : Es La valeur de Es est déduites des règles pressiométriques Ménard. Pour une inclusion de faible diamètre (B < 0,60 m), ce qui est le cas général, Es est obtenu par :

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +

=

665,2.

92

1ααM

s

EE

où : EM : module pressiométrique α : coefficient rhéologique Es : ks.B La Figure 57 montre que pour les plages usuelles de α (1/3 < α < 2/3), la valeur de Es/EM est comprise entre 2 et 3, ce qui représente une étendue faible, eu égard à l'imprécision attachée par ailleurs à la détermination de EM.

Figure 57 : Evolution du rapport Es/EM en fonction du coefficient rhéologique (règles Ménard)



A1.3 RIGIDITE DE L'INCLUSION Le coulis de forage n'est pas pris en compte dans la rigidité à la flexion de l'inclusion. On ne considère que l'acier constitutif de celle-ci, sauf lorsqu'il s'agit d'une inclusion de type "pieu-clou" de gros diamètre réalisée selon les règles de l'art du béton armé. On rappelle pour mémoire (Figure 58) les valeurs d'inertie de profils types, sachant que lorsque ceux-ci ne possèdent pas la symétrie de révolution, il y a lieu de considérer a priori l'inertie la plus faible (sauf lorsque la position de l'inclusion par rapport à son sens de sollicitation est bien contrôlée lors de la mise en œuvre).

Figure 58 : Moment d'inertie de sections types



A1.4 LONGUEUR DE TRANSFERT L0 A titre indicatif, les valeurs usuelles des longueurs de transfert dans le cas de 3 inclusions types sont présentées Figure 59. Elles ne dépassent pratiquement pas 40 centimètres. Dès que plus de 0,80 m d'inclusion se trouve placé au-delà de la surface de rupture potentielle, celle-ci peut être considérée comme "infiniment longue".

Figure 59 : Longueurs de transfert de quelques profils types



A1.5 MOMENT DE PLASTIFICATION Mmax(Tn) : Critère Tcl2 La valeur du moment lors de la plastification complète en flexion composée est donnée selon la forme de la section considérée avec k = scission de l'acier, par (on notera Mmax(0) le moment maxi en flexion simple (Tn=0)) :

a) Section rectangulaire B.h (Figure 60a)

Traction résultante ).(..2 21 hhBkTn −=

Résistance en traction pure hBkRn ...2= Moment / O 21max ....2 hhBkM =

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

22

max 1.2..)(

n

nn R

ThBkTM 2..)0(

2

maxhBkM =

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

2

maxmax 1).0()(n

nn R

TMTM

b) Section circulaire φ = B (Figure 60b)

Résistance en traction pure 4/...2 2BkRn π=

Traction [ ]

4.2sin(.2

.. 002 θθ += BkTn

Moment 03

max03

3

max cos).0(cos.3.)( θθ MBkTM n ==

avec : [ ]).2sin(.2.100 θθ

π+=

n

n

RT

La Figure 61 indique que la valeur des Mmax(Tn) ne diffère pas de plus de 18 % de la valeur

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

2

maxmax 1).0()(n

nn R

TMTM , quelle que soit la répartition des surfaces plastifiées en

traction et compression. Compte-tenu de cette remarque, et par analogie avec la section rectangulaire, on garde toujours pour la section circulaire l'expression :

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−= 2

2

maxmax 1).0()(n

nn R

TMTM



Figure 60 : Schéma de plastification complète en flexion composée

Figure 61 : Approximation de Mmax pour une section circulaire

c) Section tubulaire

La section tubulaire s'obtient par différence de deux sections circulaires concentriques. L'approximation est la même.



A1.6 EXEMPLES DE DOMAINES DE STABILITE D'INTERACTION NORMALE A titre d'exemple, on présente Figure 62 les domaines de stabilité d'interaction normale pour les 3 types d'inclusions déjà évoqués au chapitre 4, et supposés de type "long" (L* ≥ 2.L0). Sauf pour les renforcements par bandes, qui ne s'emploient que dans un contexte géotechnique contrôlé (sols sélectionnés), les inclusions sont supposées environnées de deux types de sols très contrastés, par exemple :

• Sol "relativement" déformable : pl = 1,5 MPa EM = 15 MPa α = 1/3

• Sol très raide (ou roche tendre) : pl = 10,0 MPa EM = 100 MPa α = 2/3 Le rond et le tube sont supposés mis en place dans un forage φ = 100 mm. Le coulis n'est pas pris en compte dans l'estimation de Mmax. Il apparaît que, pour ces inclusions de faible inertie, le cisaillement disponible est très faible. Compte-tenu de l'application du principe du travail maximal, qui conduit dans la plupart des cas à choisir le point P comme point représentatif du couple (Tn, Tc), la valeur du cisaillement en ce point ne dépasse pas 10 % de la résistance à la traction pure dans le sol raide, et 2 % dans le sol "déformable", pour les cas testés.

Figure 62 : Position relative des critères de rupture pour deux types de sols

et trois types d'inclusions



BIBLIOGRAPHIE

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Norme XP P 94-240 (Août 1998) Renforcement des sols : Soutènement et talus en sol en place renforcé par des clous. Justification du dimensionnement

Norme NF P 94-220-0 (Juin 1998) Renforcement des sols : Ouvrages en sols rapportés renforcés par armatures ou nappes peu extensibles et souples. Partie 0 : Justification du dimensionnement

EC 7 Eurocode 7 : Projet définitif prEN 1997-1, janvier 2004, version française

MUR 73 Ouvrages de soutènement – SETRA (1973)

TA 86 / TA 95 Tirants d'ancrage – Eyrolles

Terre Armée Recommandations et règles de l'art LCPC-SETRA 1979

CLOUTERRE 91 / CLOUTERRE 2 Recommandations Clouterre 1991 et Clouterre 2

FASCICULE 62 Règles techniques de conception et de calcul des fondations des ouvrages de Génie Civil (septembre 1992)